Embed Size (px)
Citation preview
AUTARQUIA ACSOCMOA A UNNERMMKDE 8AO PAULO
DETERMINAÇÃO DO TEMPO DE RESPOSTA DE
TRANSDUTORES DE PRESSÃO UTIUZANDO
O MÉTODO DE MEDIDA DRETA
SERGIO RICARDO PERBRA PERUO
pMi obteoçlo do Grau dt MtflMiiii CNnciH n§A I M do RMlofM NudMiw dt Poünoit %TtcnotoQít do CombutUvtl NudNr.
OfttfitsdOf! Prof. Dr. Adtlbirto José 8otrat
26*23StoPtulo
19W
^ - j T v . v v r T r ^ p ^
INSTITUTO DE PESQUISAS ENERGÉTICAS E NUCLEARES
AUTARQUIA ASSOCIADA A UNIVERSIDADE DE SAO PAULO
DETERMINAÇÃO DO TEMPO DE RESPOSTA DE TRANSDUTORES DE PRESSÃO
UTILIZANDO O MÉTODO DE MEDIDA DIRETA
SERGIO RICARDO PEREIRA PERILLO
Dissertação apresentada ao Instituto de
Pesquisas Energéticas e Nucleares como
parte dos requisistos para obtenção do
grau de Mestre em Tecnologia de
Reatores de Potência e Tecnologia do
Combustível Nuclear
ORIENTADOR: Prof. Dr. Adalberto José Soares, IPEN/CNEN-SP
SAO PAULO
1994
COMISCJ
AOS MEUS PAIS, POR TEREM ME
DADO O DOM DA VIDA, PELO
ESFORÇO E DEDICAÇÃO.
A MINHA ESPOSA PELO APOIO E
CARINHO/ SEMPRE CONSTANTES.
ii
AGRADECIMENTOS
À Coordenadoria para Projetos Especiais do Ministério da
Marinha (COPESP), pelo apoio e incentivo durante o desenrolar
das atividades, contribuindo para a formação do corpo
cientifico existente no pais, bem como pelo fornecimento das
instalações e equipamentos colocados à disposição,
possibilitanto a realização deste trabalho.
Ao Instituto de Pesquisas Energéticas e Nucleares da
Comissão Nacional de Energia Nuclear (IPEN/CNEN-SP) pelos
cursos ministrados e pela utilização do seu acervo
bibliográfico.
Ao Prof. Dr. Adalberto José Soares, pelo coleguismo,
orientação e incentivo durante a execução deste trabalho.
Ao Sr. Rubens Lander Pinto, por fabricar e montar o
gerador hidráulico de rampa.
iii
Ao amigo e padrinho/ Eng. José Carlos de Almeida, pelo
auxilio dado durante a fase de ajuste e manutenção do gerador
hidráulico de rampa.
Ao Dr. Paulo Rogério Pinto Coelho, pelo incentivo e apoio
durante a realização do trabalho
Ao Eng. João Carlos Paschoal de Freitas, Chefe da Seção de
Aferição, Calibração e Manutenção de Instrumentação da COPESP,
pelo empréstimo dos transdutores utilizados neste trabalho.
As bibliotecárias do IPEN, pelo auxilio prestado na
procura das referências e na formatação da tese na sua forma
final.
A Srta. Andrea Paula Masseia pelo auxilio na fotocópia de
parte deste trabalho.
Ao amigo MSc. Tufic Madi Filho, pela correção ortográfica
do trabalho.
iv
Aos membros da banca examinadora, Prof. Dr. Luis Valcov
Loureiro (EPUSP)e Prof. Dr. Antonio Teixeira e Silva (IPEN),
pelas observações e informações pertinentes a este trabalho.
cows:'
DETERMINAÇÃO DO TBHPO DE RESPOSTA DE TRANSDUTORES DE PRESSÃO
UTILIZANDO O MÉTODO DE MEDIDA DIRETA
SERGIO RICARDO PEREIRA PERILLO
RESUMO
Neste trabalho são discutidos os diversos métodos para
medida de tempo de resposta dos transdutores de pressão ligados
ao sistema de proteção de uma central nuclear, e apresentados
os resultados obtidos através do método de medida direta. Para
a realização das medidas foi utilizado um gerador hidráulico de
rampa que permite gerar transientes de pressão dos tipos degrau
e rampa gerando, simultaneamente, um sinal de teste para o
transdutor analisado e para um transdutor de referência. 0
tempo de atraso entre a resposta do transdutor analisado e o
transdutor de referência é chamado de tempo de atraso do
transdutor, e indica quão rápido o transdutor analisado
responde a uma variação. Foram analisados, neste trabalho, 11
(onze) transdutores de pressão, todos na faixa entre 25 e
400 KPa, sendo 9 convencionais (de uso na indústria em geral) e
2 produzidos com classe nuclear (para uso em centrais
nucleares)
vi
DETERMINATION OF THE RESPONSE TXtC OF PRESSURE TRANSDUCERS
USING THE DIRECT 1STH0D
SERGIO RICARDO PEREIRA PERILLO
ABSTRACT
In the present work the available methods to determine the
response time of nuclear safety related pressure transducers
are discussed, with emphasis to the "direct method". In order
to perform the experiments, a "Hidraulic Ramp Generator" was
built. The equipment produces ramp pressure transients
simultaneously to a reference transducer and to the transducer
under test. The time lag between the output of the two
transducers, when they reach a predetermined setpoint, is
measured as the "time delay" of the transducer under test.
Some results using the direct method to determine the time
delay of pressure transducers (IE Class and Conventional) are
presented.
vii
SUMÁRIO
PÁGINA
Dedicatória i
Agradecimentos ii
Resumo iv
Abstract v
Lista de Figuras viii
Lista de Tabelas xii
Capitulo 1 Introdução 1
1.1. Objetivo do Trabalho 4
Capitulo 2 Fundamentos Sobre o Tempo de Resposta 5
2.1. Definição da Constante de Tempo 5
2.2. Definição do Tempo de Atraso 6
2.3. Relação Entre a Constante de Tempo e o Tempo
de Atraso 6
2.4. Resposta de um Sistema Linear de Ordem "n" Para Um
Sinal de Entrada do Tipo Rampa 10
Capitulo 3 Transdutores Utilizados Para Medida de
Pressão em Centrais Nucleares 15
Capitulo 4 Causas e Mecanismos de Degradação do Tempo
de Resposta 32
4.1. Degradação dos Sensores 32
viu
4.1.1. Temperatura e Umidade 32
4.1.2. Pressão 33
4.1.3. Fluência (Exposição á Radiação) 35
4.1.4. Manutenção 36
4.2. Degradação das Linhas de Pressão 39
Capitulo 5 Transientes em Centrais Nucleares 42
Capitulo 6 Métodos Utilizados Para Medida e
Monitoração do Tempo de Resposta de
Transdutores de Pressão 53
6.1. Teste em Rampa 54
6.2. Teste em Degrau 55
6.3. Interrupção de Potência 56
6.4. Análise de Ruido 57
6.5. Vantagens e Desvantagens de Cada Método 59
6.5.1. Método Direto 61
6.5.2. Métodos Indiretos 63
Capitulo 7 Descrição do Gerador Hidráulico De Rampa 69
7.1. Operação do Gerador Hidráulico de Rampa 73
7.1.1. Operação em Modo Rampa 74
7.1.2. Operação em Modo Degrau 76
Capitulo 8 Programa Experimental 79
8.1. Resultados 84
8.2. Análise de Incertezas 91
Capitulo 9 Conclusões e Recomendações 95
Capitulo 10 Referências 109
Capitulo 11 Anexo 113
11.1. Escoamento Adiabático Reversível Unidimensional
em Regime Permanente Através de um Bocal 113
Capitulo 12 Anexo 124
12.1. Transformada de Laplace para um Sistema
Linear de Ordem "M" com um Sinal de Entrada
em Forma de Rampa 124
USTA DE FIGURAS
FIGURA PÁGINA
2.1. TESTE EM DEGRAU E A DETERMINAÇÃO DA CONSTANTE DE
TEMPO 13
2.2. RESPOSTA IDEAL EM RAMPA DE UM TRANSDUTOR 14
3.1. DIFFERENTIAL PRESSURE UNIT UTILIZADA NO ITT/BARTON
MODELO 764 25
3.2. TRANSDUTOR ITT/BARTON 26
3.3. ESQUEMA SIMPLIFICADO DE UM TRANSDUTOR DE PRESSÃO
COM CÉLULA CAPACITIVA 27
3.4. DIAGRAMA ESQUEMÁTICO DE UM TRANSDUTOR DE PONTE DE
RELUTANCIAS 28
3.5. CIRCUITO EM PONTE DE UM TRANSDUTOR DE PONTE DE
RELUTANCIAS 28
3.6. ESQUEMA SIMPLIFICADO DE UM TRANSDUTOR DE PRESSÃO
DO TIPO BALANÇO DE FORÇAS 29
x i
FIGURA PÁGINA
3.7. TRANSDUTOR DA FOXBORO 30
3.8. POTE DE SELAGEM 31
4.1. ESQUEMA TÍPICO DE CONEXÃO DO TRANSDUTOR AO
PROCESSO 41
5.1. TRANSIENTE NO PRESSURIZADOR DEVIDO A RETIRADA
ACIDENTAL DAS BARRAS DE CONTROLE (10 PCM/S) 46
5.2. TRANSIENTE NO PRESSURIZADOR DEVIDO A RETIRADA
ACIDENTAI, DAS BARRAS DE CONTROLE (65 PCM/S) 47
5.3. TRANSI ENTE GERADO PELA DESPRESSURIZAÇÃO ACIDENTAL
DO PRESSURIZADOR 48
5.4. TRANSIENTE NA CÂMARA DE CONTENÇÃO (CD-0.4) 49
5.5. TRANSIENTE NA CÂMARA DE CONTENÇÃO (CD»0.6) 50
5.6. TRANSIENTE NA CÂMARA DE CONTENÇÃO (CD-1.0) 51
xii
FIGURA PÁGINA
5.7. TRAN5IENTE NO SISTEMA DE REFRIGERAÇAODO NÚCLEO DO
REATOR DEVIDO AO BLOQUEIO DO ROTOR DE UMA DAS DUAS
BOMBAS PRINCIPAIS 52
6.1. TEMPO DE RESPOSTA DE UMA CADEIA DE INSTRUMENTAÇÃO 65
6.2. COMPARAÇÃO ENTRE TESTE PI E TESTE EM DEGRAU 66
6.3. PROCEDIMENTO UTILIZANDO-SE ANALISE DE RUÍDO 67
6.4. RESULTADO TÍPICO DE UM TESTE PI 68
7.1. ESQUEMA SIMPLIFICADO DO GERADOR HIDRÁULICO DE RAMPA 77
7.2. VISÃO GERAL FRONTAL DO GERADOR HIDRÁULICO DE RAMPA 78
7.3. VISÃO GERAL INTERNA DO GERADOR HIDRÁULICO DE RAMPA 78
8.1 ARRANJO EXPERIMENTAL (I) 92
8.2 ARRANJO EXPERIMENTAL (II) 93
8.3 DETERMINAÇÃO DOS PARÂMETROS DE PRESSÃO 94
COMISCÂC VJCZfiíí ti IUÍKÇU* t/JCLEAR/SP - JPE1-
xiii
FIGURA PÁGINA
9.1. TRANSDUTOR LD300 COM "TEMPO MORTO" - TRANSI ENTE DO TIPO
RAMPA DE PRESSÃO 104
9.2. TRANSDUTOR LD200 COM RESPOSTA NORMAL - TRANSI ENTE DO
TIPO RAMPA DE PRESSÃO 105
9.3. TRANSDUTOR LD300 COM "TEMPO MORTO" - TRANSIENTE DO TIPO
DEGRAU (POSITIVO) DE PRESSÃO 106
9.4. TRANSDUTOR LD200 COM RESPOSTA NORMAL - TRANSIENTE DO
TIPO DEGRAU (POSITIVO) DE PRESSÃO 107
9.5. TRANSDUTOR LD300 COM "TEMPO MORTO" - TRANSIENTE DO TIPO
DEGRAU (NEGATIVO) PRESSÃO 108
9.6. TRANSDUTOR LD200 COM RESPOSTA NORMAL - TRANSIENTE DO
TIPO DEGRAU (NEGATIVO) DE PRESSÃO 109
11.1. ESCOAMENTO ADIABATICO REVERSÍVEL UNIDIMENSIONAL EM
REGIME PERMANENTE ATRAVÉS DE UM BOCAL 114
xiv
LISTA DE TABELAS
TABELA PÁGINA
3.1. PRINCIPAIS TRANSDUTORES DE PRESSÃO LIGADOS AO
SISTEMA DE PROTEÇÃO DA USINA DE ANGRA I 16
4.1. EFEITOS QUE PODEM CAUSAR DEGRADAÇÃO NO TEMPO DE
RESPOSTA DE TRANSDUTORES DE PRESSÃO 37
5.1. SEQÜÊNCIA DE EVENTOS PARA UM ACIDENTE POR GRANDE
RUPTURA DO CIRCUITO PRIMÁRIO 44
6.1. COMPARAÇÃO QUALITATIVA ENTRE OS TESTES DE
DETERMINAÇÃO DO TEMPO DE RESPOSTA DE TRANSDUTORES
DE PRESSÃO 54
8.1. PRINCIPAIS CARACTERÍSTICAS DOS TRANSDUTORES
ANALISADOS 81
8.2. TEMPO DE ATRASO DOS TRANSDUTORES ANALISADOS 86
8.3. CONSTANTE DE TEMPO PARA DEGRAUS POSITIVOS E NEGATIVOS
DE PRESSÃO 87
8.4. RESULTADOS DO TESTE PI 88
XV
TABELA PÁGINA
8.5. INFLUÊNCIA DO COEFICIENTE DE DAMPING NO TEMPO DE
RESPOSTA 89
8.6. INFLUÊNCIA DO POTE DE SELAGEM NO TEMPO DE RESPOSTA 90
8.7. INFLUÊNCIA DE BOLHAS DE AR NO TEMPO DE RESPOSTA 90
9.1. COMPARAÇÃO ENTRE OS TEMPOS DE RESPOSTA OBTIDOS 100
11NTRODUÇÃO
As condições de operação e os limites a que uma instalação
está sujeita durante um transiente são determinadas na fase de
projeto, quer esta instalação seja nuclear ou convencional.
Para monitorar as condições das variáveis dinâmicas e
mantê-las sob controle, garantindo que estas não excedam os
limites de segurança, são instalados medidores ao longo do
processo. Estes medidores convertem o valor das variáveis de
processo em sinais mensuráveis, tornando possível quantificar o
valor da variável monitorada.
0 fato de a resposta do transdutor* a uma variação do
valor da variável monitorada não ser instantânea, significa que
a informação indicada pelo transdutor não representa,
necessariamente, o valor verdadeiro daquela variável a ele
associada naquele instante. 0 intervalo de tempo entre o
instante em que a variável alcança um determinado valor e o
instante em que o transdutor alcança aquele mesmo valor é
definido como o tempo de resposta daquele instrumento. No caso
especifico da grandeza física "pressão", estes medidores são
No Move Dicionário Aurélio da Lingua Portuguesa (2.a Edição) encontramos
o seguinte significado para a palavra txansdutox:
"Qualquer dispositivo capaz de transformar um tipo de
sinal em outro tipo, com o objetivo de transformar uma
forma de energia em outra , possibilitar o controle de um
processo ou fenômeno, realizar uma medição, etc".
. . . - . t ; • • : • ','•• i -
chamados de transdutores, e servem como uma interface entre o
operador e a variável monitorada, podendo ser vistos, neste
caso, como uma combinação de dois sistemas: um mecânico e um
eletrônico. 0 sistema mecânico de um transdutor de pressão
contém um elemento sensor elástico (diafragma, fole ou tubo),
que flete com a pressão, convertendo variação de pressão em
deslocamento, que por sua vez é detectado pelo sistema
eletrônico que se encarrega de converter o movimento em um
sinal elétrico mensurável.
Devido ao ambiente hostil em que muitos transdutores estão
localizados, os seus componentes podem sofrer alterações com o
tempo, mais especificamente com a fluéncia neutrônica* (1).
Consequentemente, suas características dinâmicas podem ser
alteradas. Geralmente, a sua resposta fica mais lenta, e se a
degradação for grande, o tempo de resposta pode superar os
valores estabelecidos na especificação técnica da instalação,
colocando em risco a segurança do pessoal envolvido e da
própria instalação.
Outros fatores, além da fluéncia, podem afetar as
características dinâmicas de um transdutor, como observado por
Hashemian (2), que mostrou que um transdutor de pressão pode
ter o seu desempenho alterado pela temperatura do ambiente, por
ciclos de pressão, vibração, umidade e sobre-pressão** .
Integração do fluxo neutrônico no tempo
** A "sobre-pressão" ocorre quando o transdutor é submetido a pressões que
estão acima da sua faixa normal de trabalho.
Para evitar que a degradação de um transdutor comprometa a
segurança de uma instalação nuclear, a partir de 1977 com a
publicação do "Nuclear Regulatory Guide 1.118" (3), a "U.S.
Nuclear Regulatory Comission" estabeleceu regras para a
determinação do tempo de resposta de sensores, e "a partir de
então, foram adotados procedimentos de testes baseados em
normas (4,5), que exigem explicitamente que as usinas nucleares
possuam um programa de testes periódicos para monitoração do
tempo de resposta dos transdutores ligados ao sistema de
proteção da instalação. O objetivo do programa é garantir que
o tempo de resposta dos canais de segurança do reator permaneça
dentro dos limites estabelecidos nas especificações técnicas da
instalação. Segundo as normas, os testes devem ser feitos "in-
situ", ou seja, com o transdutor instalado no local de operação
normal. Quando isto não for possível, a medida deve ser feita
em laboratório, mantendo porém as condições ambientais do teste
as mais fiéis possíveis àquelas dos locais de trabalho dos
transdutores.
1.1 - OBJETIVO DO TRABALHO
Este trabalho objetiva o estudo de um método utilizado
para a determinação do tempo de resposta de transdutores de
pressão utilizados em canais de segurança de centrais
nucleares. 0 método, conhecido como método direto, utiliza uma
bancada portátil, com a qual é possível gerar sinais de pressão
do tipo rampa e degrau. É importante salientar que este método
exige acesso direto ao instrumento, sendo necessário portanto
que a instalação esteja desligada, ou que o instrumento seja
retirado para a realização dos testes em laboratório.
2 FUNDAMENTOS SOBRE TEMPO DE RESPOSTA
0 termo "tempo de resposta" representa apenas uma
definição qualitativa. A sua quantificação necessita dados
mais explícitos sobre o transiente aplicado e o tipo de sistema
analisado.
2.1 - DEFINIÇÃO DA CONSTANTE DE TEMPO
No caso de se utilizar o teste em degrau, determina-se um
parâmetro denominado de constant* de tempo. Esta constante de
tempo é definida como o tempo necessário para que o sinal de
salda do instrumento alcance 63.2% de um transiente aplicado na
forma de um degrau, conforme ilustrado na Figura 2.1. A priori
a constante de tempo é definida apenas para sistemas lineares
de primeira ordem, porém nada impede que ela seja utilizada no
estudo de outros sistemas dinâmicos, desde que explicitada a
sua definirão.
2.2 - DEFINIÇÃO DO TEMPO DE ATRASO
No caso de se utilizar um transiente era forma de uma rampa
o parâmetro analisado é denominado de tampo d* atraso, e ê
definido como o atraso assintotico entre a resposta de um
transdutor de referência e um transdutor sob investigação,
quando submetidos simultaneamente a um sinal de entrada em
rampa, conforme ilustrado na Figura 2.2.
2.3 - RELAÇÃO ENTRE A CONSTANTE DE TEMPO E O TEMPO DE ATRASO
A relação entre a constante de tempo e o tempo de atraso,
para um sistema linear de primeira ordem pode ser mostrada
através do que chamamos de função de transferência G(s) do
sistema, que relaciona o sinal de salda C(t) com o sinal de
entrada R(t), devidamente convertidas para o domínio de
Laplace. Neste caso a função de transferência pode ser
expressa pela equação:
R(s) os + 1 (21)
onde o é a constante de tempo do transdutor e s é a variável da
transformada de Laplace.
»„...»' • » ••
Como a transformada de Laplace para um degrau unitário é
l/s, substituindo R(s) na equação 2.1, obtemos:
(75 + 2
expandindo C(s) em frações parciais, temos:
= J _ - — (2.3)S (75+1
Tomando a transformada inversa de Laplace da equação 2.3,
obtemos
C(/)=l-e 'a (í>0) (2.4)
Note-se que para o tempo (t) - o, a equação 2.4 nos dará
como resultado o'valor que define a constante de tempo:
C(/=o)=0.632
Se ao invés de aplicarmos um degrau, aplicarmos uma rampa,
cuja transformada da Laplace é l/s2» obtemos a salda do sistema
como sendo:
novamente, expandindo C(s) em frações parciais, temos:
-L-g:+ V (2.7,s s + 1
Tomando a transformada inversa de Laplace da equação 2.7,
obtém-se:
C(/)= t~ (7 + Ge '<* (/^0) (2.8)
Quando t » o a relação pode ser aproximada por:
C ( / > > a ) = (/- a) (2.9)
0 que significa que o tempo de atraso (t) é igual a o após
decorrido tempo suficiente para que a exponencial decaia, ou
seja t = o.
COIKSCAC WC;CK- * CC t f .c r .G- íiüCLEArt/SP -
De uma maneira geral, os transdutores de pressão
podem ser aproximados por sistemas dinâmicos lineares de
segunda ordem. Neste caso estes transdutores devem apresentar
como resposta a um estimulo de pressão na forma de uma rampa,
um sinal semelhante ao de entrada, defasado de um valor "T" que
independe da inclinação da rampa do sinal de entrada (6,7),
como veremos a seguir. Na prática, entretanto, isto nem sempre
ocorre, devido ao comportamento altamence não linear de alguns
transdutores, causado por limitadores físicos de movimento e
pela forma como o sinal é processado eletronicamente em alguns
transdutores.
Entretanto, por não serem sistemas lineares de primeira
ordem, a aplicação de um teste em degrau deve ser feito com
reserva, de modo a se obter parâmetros qualitativos do tempo de
resposta do instrumento.
0 teste em degrau pode, por exemplo, ser utilizado para
determinar o parâmetro denominado "time-to-trip", que é
definido como a diferença de tempo entre o inicio de um
transiente do tipo degrau e o instante em que um dispositivo de
proteção colocado no final da cadeia de instrumentação é
acionado. Este teste é útil para verificar o perfeito
funcionamento de* equipamentos elétricos da cadeia eletrônica,
que envolve sinalizadores (sonoros e visuais) e atuadores, tais
como, relês, bi-estáveis e outros dispositivos de proteção.
Os valores obtidos a partir do "time-to-trip" e da
constante de tempo, geralmente podem ser vistos como
estimativas conservativas do teste em rampa.
10
Conforme já mencionado, além de nâo serem sistemas
lineares de primeira ordem, alguns transdutores apresentam
também um comportamento nâo linear, portanto, para a aplicação
do teste em rampa recomenda-se que sejam aplicadas duas rampas
distintas: a primeira (suave) é baseada no transiente mais
lento, e a segunda (rápida) baseada no mais rápido transiente a
que o sistema de proteção deve ser submetido, no caso da
ocorrência de um acidente, ou seja baseado nos transientes que
são postulados na fase de projeto da instalação nuclear, e que
fazem parte do seu relatório de análise de segurança, como
veremos no Capitulo 5.
2.4 - RESPOSTA DE UM SISTEMA LINEAR DE ORDEM "n" PARA UM
SINAL DE ENTRADA DO TIPO RAMPA
A função de transferência de um sistema linear genérica de
ordem "m" pode ser escrita como:
( 2 1 0 )
onde wZi" são os zeros da função e "Pj" são os polos da
mesma. Lembrando que a função de transferência é definida como
a transformada de Laplace do sinal de salda dividida pela
transformada de Laplace do sinal de entrada, ou seja
11
(2.11)
Para uni sinal de entrada em forma de rampa do.tipo i(t)«t,
cuja transformada de Laplace é dada por l/s2, a transformada de
Laplace do sinal de salda é dada por
Assumindo um sistema do tipo representado pela equação
2.10, a transformada de Laplace do sinal de saida é dada por
Conforme demonstrado no ANEXO 12/ no domínio do tempo o
sinal de saida é da forma:
+Km+l(t-0) „.
onde a única variável é t.
Como em geral os polos de um sistema real são negativos,
isto é, Pjt é positivo/ após um certo tempo todos os termos com
exponencial tendem a zero, ou seja,
12
Kie(-pl)-± O
e consequentemente, 0(t) tende a:
o(t)=Km+l{t-e) (2.16)
onde Kjn+i é o ganho do sistema. Ou seja, assumindo um sinal de
entrada em forma de uma rampa, o sinal de saída, após um
intervalo de tempo suficientemente grande, tende a seguir o
sinal de entrada com uma diferença constante e igual a 6,
conforme mostrado na Figura 2.2, ou seja, O(t) — I(t — x), onde
T é definido como tempo de atraso.
13
100%
RESPOSTA«MXDADM
ARBITRÁRIAS)
63.2% /•
TEMPO [8]
Figura 2.1. Tmatm «m Degrau m a Detarminmçâo da Constantm
da Tampo
14
TEMPO [•)
Figura 2.2. Resposta Ideal em Rampa de um Transdutor
COMSCAC WXXB/L CE £Hf»Gi«. NUCLEAR/SP - IPO
15
3 TRANSDUTORES UTILIZADOS PARA MEDIDA DE PRESSÃOCENTRAIS NUCLEARES
Conforme citado anteriormente, um transdutor é qualquer
dispositivo capaz de transformar um tipo de sinal em outro, com
o objetivo de transformar uma forma de energia em outra.
Desta, forma os transdutores de pressão são largamente
utilizados em instalações nucleares e convencionais para
diversas finalidades.
A Tabela 3.1 mostra alguns dos principais transdutores de
pressão ligados ao sistema de proteção da Central Rucl«ar
"JUnirant* Álvro Alberto" Unidãdm I (Angrm I).
Os transdutores de pressão possuem duas tomadas de
pressão: uma de baixa pressão e outra de alta pressão, através
das quais se estabelece o diferencial de pressão. A tomada de
baixa pressão do transdutor pode ser aberta para a atmosfera
(para medidas de pressão manométrica), selada e fechada a vácuo
(para medidas de pressão absoluta) ou conectada a linhas de
baixa pressão para medidas de pressão diferencial.
Tabela 3.1 - Principais Transdutorms da Pressão Ligados ao Sistama da Protmção da Angra I
FAIXA (MPa)
11,76-17,64
0-0.096
0-8,8
0-0,1696
0,0544-0,0148
0,0584-0,0264
0-0,1
0-0,392
VARIÁVEL MONITORADA
Pressão no Pressurizador
Vazão no Circuito Primário
Pressão de vapor
Vazão no Circuito Secundário
Nivel no Gerador de Vapor
Nivel no Pressurizador
Vazão de Vapor
Pressão no Envoltório
(Contenção)
#
4
4
6
4
6
3
4
4
FABRICANTE
Foxboro
Foxboro
Foxboro
Foxboro
Foxboro
Barton
Barton
Barton
PRESSÃO MEDIDA
ABSOLUTA
DIFERENCIAL
ABSOLUTA
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
ABSOLUTA
TIPO DE SENSOR
BALANÇO DE FORÇA
BALANÇO DE FORÇA
BALANÇO DE FORÇA
BALANÇO DE FORÇA
BALANÇO DE FORÇA
STRAIN GAGE
STRAIN GAGE
STRAIN GAGE
O»
17
Como medidor de pressão diferencial, os transdutores de
pressão são empregados para a medida de nivel em tanques e
vazões. Neste caso, elementos primários (placas de orificio,
tubos de Pitot, etc..) são utilizados para gerar uma diferença
de pressão e a partir dela calcula-se a vazão de gases, vapores
e liquidos através de tubulações.
Os transdutores de pressão utilizados em centrais
nucleares e convencionais, são instrumentos eletro-mecânicos
complexos formados, basicamente, por dois sistemas: um mecânico
e um eletrônico.
0 sistema mecânico de um transdutor é composto de um
elemento sensor elástico (diafragma, fole, tubo Bourdon), que
flete com a pressão. 0 movimento do elemento sensor é
detectado e convertido pelo sistema eletrônico em um sinal
elétrico mensurável.
Os transdutores de pressão podem ser classificados pela
forma com que a deslocamento do elemento sensor é transformado
em um sinal elétrico. Dois principios são utilizados: o
"motion-balance" e o "force-balance". No principio de motion-
balance o deslocamento do elemento sensor é proporcional à
pressão aplicada, e permanece constante até que haja uma
variação de pressão (o elemento sensor pode ser visto como uma
mola cuja deformação é proporcional â força aplicada). Já no
force-balance o deslocamento do elemento sensor é visto como um
sinal de erro, que por sua vez gera uma força eletromagnética
que tende a reposicionar o elemento sensor na posição original.
Neste caso o sinal medido provém da "força" que está sendo
18
aplicada para "balancear" o sistema, e que por sua vez, deve
ser igual à força causada pela pressão aplicada no elemento
sensor.
No caso de transdutores que usam o principio do "motion
balance", o deslocamento do elemento sensor é transformado num
sinal eletrônico através de um "strain gage", célula
capa.ci.tivm, ponta d* relutância* ou "fio rassonanta".
O fabricante de transdutores para aplicação em centrais
nucleares que utiliza strain gage é a ITT/Barton. Há dois
modelos de transdutores de pressão: o primeiro, modelo 764, é
utilizado para medidas de pressão diferencial, o outro, modelo
763, é utilizado para medidas de pressão absoluta.
Como mostra a Figura 3.1, o principal componente do modelo
764 é chamado de DPü (Differential Pressure Unit), ou Unidade
de Pressão Diferencial, que consiste de um dispositivo mecânico
formado por um conjunto de dois foles conectados internamente
através de um eixo e envolvidos por duas câmaras de pressão,
uma barra sensora na qual está conectado um strain gage, um
disco central, válvulas de sobre-pressão, um compensador de
temperatura e um conjunto para ajuste de faixa de pressão. 0
volume interno dos foles é preenchido com fluido não corrosivo.
Durante a operação, os dois foles deslocam-se linearmente
na medida em que a pressão é aplicada, e este deslocamento é
transmitido ao "strain gage" através da barra sensora. Este
efeito altera a resistência que balanceia a ponte, e gera um
sinal de salda que é transformado em um sinal de corrente DC.
19
A Figura 3.2 apresenta um transdutor da ITT/Barton, que
utiliza o principio descrito no item anterior.
A célula capacitiva, como mostra a Figura 3.3, consiste de
um diafragma interno, óleo que serve para preencher o interior
da célula e dois diafragmas externos que estão sob a influência
de duas pressões diferentes e isolam a célula do fluido da
linha de press&o. 0 diafragma interno é o elemento sensor e
tem em sua região central um disco metálico que combinado com
duas placas capacitoras montadas na parte interna do transdutor
formam um sistema capacitivo (um sistema de duas placas
capacitoras paralelas conectadas em série).
Uma alteração na pressão em qualquer um dos lados da
célula é transmitida da linha de processo até o diafragma
sensor através dos diafragmas de isolação e do óleo que
preenche o interior da célula. Isto faz com que o diafragma
interno se deforme e desloque a placa capacitora do seu ponto
de equilíbrio, movendo-se em direção a uma das placas
capacitoras e afastando-se da outra.
Uma vez que a capacitância de cada capacitor é
proporcional à distância entre as placas, o resultado final é
que um dos capacitores tem a sua capacitância aumentada
enquanto a outra* tem a sua capacitância diminuída. A diferença
entre as capacitâncias, que assume-se seja proporcional à
diferença de pressão que está sendo aplicada ao transdutor, é
convertida em um sinal de corrente continua (DC).
A Figura 3.4 mostra um diagrama esquemático de um
transdutor de ponte de relutâncias.
20
Como mostra a Figura 3.4, um diafragma (DIAPHRAGM) de aço
inox, magnéticamente permeável, é fixado entre dois blocos
também de aço inox. No Interior dos blocos existe uma bobina
de indutância (COIL L} e L2), e o núcleo destas bobinas, na
forma de "E", são envolvidas por um disco de inconel para
prevenir corrosão. O diafragma, quando livre da ação de
qualquer força, está centrado com igual distanciamento (GAPj e
GAP2)' com cerca de 0.005 polegadas ou 127E-06 metros entre
cada uma das bobinas, o que resulta em igual valor de
relutância para cada bobina.
Quando um diferencial de pressão atua sobre as tomadas de
pressão do sensor (PRESSURE PORT), o diafragma flete em direção
à uma das bobinas, se afastando da outra, o que resulta numa
diminuição da distância do diafragma em relação a uma das
bobinas e aumento em relação a outra. Como a relutância
magnética varia coro a distância relativa entre o diafragma e as
bobinas, o que determina o valor da indutância de cada uma das
bobinas, o diferencial de pressão acaba por desbalancear a
ponte de relutância, aumentando a relutância de uma bobina e
diminuindo a da outra.
A Figura 3.5 mostra o transdutor conectado à uma ponte AC,
que aproveita as vantagens da variação de indutância nas
bobinas do transdutor. Estas bobinas formam uma "meia-ponte",
e um transformador no portador/demodulador para alimentação do
circuito (T}) forma a outra metade.
0 sinal elétrico de salda da ponte é um sinal AC, cuja
fase depende da direção de deslocamento do diafragma, e quando
21
o diafragma está na sua posição de repouso, o sinal de saida da
ponte é mínimo. Como a relação deslocamento do diafragma-
pveasào diferencial aplicada é linear, o sinal de saida da
ponte é linear con a pressão. Se o diafragma for deslocado em
sentido contrário, a relação de fase entre a tensão de
excitação e o sinal de saida da ponte se revertem de 180°'
identificando se houve um aumento ou diminuição da pressão
aplicada. A função do módulo portador/demodulador é a de
amplificar, demodular (retificar) e filtrar o sinal AC em um
sinal de tensão ± DC, que representa a magnitude e "polaridade"
da pressão aplicada. Um indicador digital é utilizado para
ajustar, demodular e amplificar o sinal de saida do transdutor
á faixa de pressão a ser aplicada. Este ajuste é feito através
de dois potenciõmetros: um potenciômetro para ajuste de "zero"
e outro para ajuste "span", os quais fornecem como sinal de
saida uma tensão de 0 a 10 VDC, proporcional â pressão aplicada
ao sensor de referência.
0 seu mostrador de 3 1/2 dígitos indica a pressão aplicada
em termos percentuais, ou seja 0% para inicio de escala e 100%
para o fundo de escala.
Conforme mencionado antes, nos transdutores que usam o
principio do "force-balance" uma força é gerada para balancear
a força resultante da pressão aplicada ao elemento sensor.
A Figura 3.6 mostra o esquema simplificado de um sensor de
pressão diferencial do tipo "force-balance" (balanço de forças)
e a Figura 3.7 mostra um transdutor da marca Foxboro Company.
—-Jt :^i - 1 - - •
22
Ha Figura 3.6 o elemento sensor é o diafragna D, que é
submetido a duas pressões diferentes, una alta (H) e una baixa
(D. O produto entre a diferença de pressão e a área efetiva
do diafragna gera una força que se propaga através do sistema
mecânico para mover um braço de alavanca e um disco de ferrite.
0 disco de ferrite faz parte de um transformador diferencial, e
seu deslocamento gera um sinal de erro que realimenta o
circuito eletrônico do sensor, causando uma variação na
corrente DC que passa pelo circuito. A corrente DC, que também
representa o sinal de saida do instrumento, passa por uma
bobina colocada perpendicularmente a um campo magnético,
gerando uma força magnética proporcional à corrente. A
variação na corrente gera uma variação na força magnética, que
é a força de reação, e uma vez que o instrumento seja o
apropriado para o intervalo de medida, a força de reação tende
a cancelar a força gerada pela diferença de pressão (dai o nome
de balanço de forças).
Devemos ressaltar que além da dinâmica da parte mecânica
do transdutor, outros fatores podem afetar o tempo de resposta
do mesmo quando instalado no processo.
A Figura 3.8 mostra um "pote de selagem", utilizado para
isolar fisicamente o fluido de processo do circuito primário do
transdutor, onde a tubulação vista é o capilar que interliga o
pote ao transdutor. Este isolamento se torna necessário para
impedir que haja contaminação radioativa do instrumento. 0
pote é formado internamente por um diafragma e por um fole, que
23
transmitem o sinal proveniente do processo e que podem aumentar
significativamente o tempo de resposta do transdutor.
Outro fator que pode afetar o tempo de resposta do
instrumento é o sistema eletrônico, que é responsável pela
conversão do sinal de pressão em um sinal elétrico,
proporcional à pressão aplicada ao instrumento. Através deste
sistema é possivel ajustar a calibração do instrumento, efetuar
a elevação do "zero", ajustar a linearidade, e em alguns casos
ajustar o "damping" (amortecimento), recurso utilizado para
diminuir o ruido do sinal de salda do transdutor. 0 tempo de
reposta do transdutor é portanto, dependente do ajuste de
"damping". 0 tempo de resposta típico para este tipo de
instrumento varia, geralmente, de 0.2 segundos a 2.0 segundos.
Nestes transdutores, o sinal de salda é transmitido pelos
mesmos fios que fornecem a alimentação para o seu
funcionamento, ou seja, são transdutores a dois fios, e
dependendo da opção utilizada, fornecem um sinal de salda em
forma de corrente DC que varia de 4mA a 20 mA, ou de 10mA a
50mA.
Em relação aos transdutores analisados, não podemos
esquecer que um dos efeitos que afetam o tempo de resposta é
denominado "atraso hidráulico", e depende principalmente do
volume de fluido que deve ser deslocado na linha de pressão
para levar a informação de mudança de pressão no processo até o
transdutor. Este volume é função direta do projeto do
transdutor, pois o movimento do elemento sensor requer igual
24
movimento de volume do fluido na linha de pressão. Outro fator
é denominado de "atraso acústico" (4.2) e depende do
comprimento da linha de pressão, e quanto maior for a mesma,
maior será o tempo necessário para que o fluido percorra aquela
distância, além de ter que vencer a sua própria resistência. O
parâmetro denominado "Transmitter Compliance" é utilizado para
reunir estes dois efeitos. Este parâmetro relaciona a variação
de volume necessária para causar uma variação de pressão, ou
seja:
COMPLIANCE - MUDANÇA NO VOLUME DO TRANSDUTOR m*MUDANÇA NA PRESSÃO DE PROCESSO ~ kgf / cm2
Desta forma, transdutores com grande volume interno
requerem um volume maior de movimentação de fluido para indicar
a respectiva variação de pressão. Nestes casos o tempo de
resposta do transdutor somado ao tempo de resposta devido à
linha de pressão é fortemente influenciado pelo o diâmetro da
linha, pelo seu comprimento e por qualquer obstrução ou gás
existente na linha.
Devido à importância deste parâmetro, conforme o exposto
nos itens anteriores, recomenda-se aos fabricantes de
transdutores de classe nuclear que o mesmo venha especificado
de fábrica, pois servirá como um requisito adicional a ser
considerado na hora da escolha do instrumento.
STRAINGAG
HASTE SENSORA
"I
CÂMARA DEALTA PRESSÃO FOLE DE
BAIXA PRESSÃO
J
FOLE DE ALTAPRESSÃO
CÂMARA DEBAIXA PRESSÃO
Figura 3.1. Diffmrmntial Pressure unit Utilizada no ITT'/Barton Modelo 764cn
26
Figura 3.2. Tranadator da ITT/Barton
i«»«»
27
FIOS
DIAFRAGMASENSOR
PLACAS CAPACITORAS
ISOLAÇÃO RÍGIDA
ÓLEO DESILICONE
DIAFRAGMAISOLADOR
I"òl RFT.AfiFM SOI
SELAGEM SOLDADA
Figura 3.3. Esquema Simplificado de um transdutor de Pressão
com Célula Capacítiva
28
DIAFRAGMA GAP,
BOBINA L
NÚCLEO "E"
ENTRADA DEPRESSÃO
Figura 3.4. Diagrama Esquemático de um Transdutor dm Relutância
riii
Iii
TRANSDUTOR
SINAL
PORTADOR AC
PORTADOR DEMODULADOR
Figura 3.5. Circuito am Pont» de um Transdutor dm Relutância
29
CONTRAPESO
BARRA DEFORÇA
DIAFRAGMA
DISCO DE cFERRITE
^ AJUSTEDE SPAN
ÃMPLIFICADORJSELETOR SPAN
IECEPTOF FONTE
AJUSTE DE ZERO
DIAFRAGMA (D)
Figura 3.6. Esqamtã Simplificado dm UB Transdutor dm Pressão do
Tipo Balanço dm Força»
30
Figura 3.7. Transdutor da Foxboro
31
Figura 3.8 POTE DE SELAGEM
32
4 CAUSAS E MECANISMOS DE DEGRADAÇÃO DO TEMPO DE
RESPOSTA
4.1 - DEGRADAÇÃO DOS SENSORES
Os transdutores de pressão utilizados em centrais
nucleares estão expostos a condições que podem degradar o seu
desempenho dinâmico com o tempo, a saber: temperatura, umidade,
pressão e fluência. Além das condições ambientais, outros
fatores podem contribuir para a degradação do transdutor, como
veremos a seguir.
4.1.1 - TEMPERATURA E UMIDADE
Como concluiu Hashemian (2), há diversos fatores que podem
influenciar de maneira negativa o desempenho dinâmico de um
transdutor de pressão. Através de ensaios em laboratório, onde
foram testados diversos transdutores, inclusive alguns
utilizados em instalações nucleares, ele mostrou que a causa de
degradação mais importante é o envelhecimento térmico dos
componentes eletrônicos dos transdutores, que pode afetar o
33
tempo de resposta em até 25%. Efeitos nocivos de umidade
também tornam-se mais danosos na medida em que se aumenta a
temperatura, pois as taxas de difusão são então elevadas. Em
geral a parte da eletrônica do transdutor é a mais afetada pela
umidade que pode penetrar no transdutor pois a selagem pode não
ser perfeitamente hermética após longo tempo de exposição à
temperatura que circunda o transdutor. Um efeito significativo
da presença de umidade no transdutor pode ser um curto-circuito
na eletrônica, ou a corrosão de partes metálicas.
Os componentes eletrônicos dos transdutores de pressão
incluem numerosos resistores, capacitores, circuitos integrados
e outros, que são responsáveis pela conversão, condicionamento
e linearização do sinal de saida do transdutor. Quase todos
estes componentes estão sujeitos a alterações quando sujeitos a
longos periodos de exposição à temperatura e umidade.
Os efeitos de temperatura são também importantes em
medidas de variáveis tais como a pressão na contenção, onde
cuidados especiais devem ser tomados para evitar que variações
de temperatura na tomada de referência influenciem no valor da
medida.
4.1.2 - PRESSÃO
Os transdutores de pressão são continuamente submetidos a
pequenas flutuações de pressão durante a operação normal, e
34
grandes variações de pressão durante "trips"* ou outros
eventos. 0 fenômeno conhecido como Golpe de Ariete, por
exemplo, representa um forte gradiente de pressão e pode
facilmente degradar o desempenho do transdutor.
A fadiga a que um transdutor de pressão é submetido, e que
em geral é resultante da pressão aplicada, pode causar
degradação no seu desempenho. De uma forma geral, as falhas
são facilmente detectadas, pois afetam a calibraçâo dos
instrumentos. A seguir são listadas algumas falhas típicas com
conseqüente perda de calibraçâo.
• Deformação permanente do elemento sensor, ou vazamento
devido a transientes durante trips do reator ou durante a
manutenção;
• Falhas mecânicas devido a rupturas e vazamentos, que
podem causar indicações falsas ou incoerentes;
• Falha do diafragma devido a sobrecarga, que pode causar
rachadura ou fadiga e mudança de sua rigidez;
• Falha de selagem, permitindo que a umidade se infiltre
no transdutor;
• Perda de componentes mecânicos em transdutores que
utilizam o sistema de balanço de forças, devido a flutuações
fortes de pressão, ou vibrações mecânicas;
• Degradação ou vazamento do fluido (geralmente óleo) que
envolve o sensor. Se esta degradação envolver mudanças nas
propriedades do fluido, podem ocorrer alterações no tempo de
* "trip"é o desligamento do reator por questões de segurança. Este tipo de
desligamento pode ser acionado manualmente ou automaticamente.
resposta. Qualquer vazamento do fluido pode também ocasionar
modificações na calibração do transmissor, como verificado no
período entre 1986 e 1987, quando cinco transmissores da marca
ROSEHOUNT modelos 1153 £ 1154, apresentaram vazamento . Tal
vazamento ocasionou desvios de leitura em relação aos seus
pares redundantes instalados nos respectivos canais. Estes
desvios foram percebidos com a planta em funcionamento (8).
4.1.3 - FLUÊNCIA HBUTRCNICA (EXPOSIÇÃO À RADIAÇÃO)
Em geral, o desempenho dinâmico dos transdutores de
pressão de uma central nuclear é pouco afetado pela radiação
nuclear. As razões são duas. Em primeiro, devido aos cuidados
adotados na construção do instrumento, procurando utilizar
materiais que não sejam alterados pela radiação (baixa seção de
choque de absorção) e em segundo porque os trasdutores são
instalados em locais protegidos, onde o nivel de radiação é
mínimo. Dessa forma minimiza-se a interação da radiação com o
transdutor e sua influência na dinâmica do instrumento (1,2).
36
4.1.4 - MANUTENÇÃO
A manutenção ê uma das causas que podem causar danos ao
transdutor e degradar o seu tempo de resposta. Estas
manutenções são feitas, geralmente, nas etapas de carregamento
do núcleo, quando então são feitas diversas verificações, tais
como tempo de resposta e calibração. No último caso, quando é
verificado algum desvio na calibração, faz-se necessário o
devido ajuste, que é feito através de potenciômetros. Esta
operação pode causar falha ou quebra do componente, que não
necessariamente é notado antes do ligamento da instalação.
Outro exemplo de problema induzido por manutenção, ocorre
quando as pressões aplicadas durante os testes do transdutor
são aplicados impropriamente, ou quando as válvulas de isolação
e equalização não são manipuladas corretamente para prevenir
exposição do transdutor a variações bruscas de pressão.
Outras degradações induzidas podem ocorrer durante a
calibração e manutenção dos transdutores, quando estes são
pressurizadcs e submetidos a ciclos que estão acima da sua
faixa normal de trabalho. Neste último caso, que chamamos de
sobre-pressão, Hashemian observou que a degradação do tempo de
resposta pode chegar a 22'A .
A Tabela 4.1 mostra um resumo dos principais tipos de
degradação em transdutores de pressão, e que causam alterações
nas características dinâmicas dos mesmos.
COMSC/X ?::c:cr: rc LF.L'RG7 fiüCLEAR/SP- IP»
Tabela 4 .1 . Efeito» que Podem Causar Degradação no Tempo de
Resposta de Transdutores de Pressão
DEGRADAÇÃO
Deformação do
diafragma
Desgaste e
fricção de
junções
mecânicas
Perda parcial ou
total de fluido
•
Degradação do
fluido
CAUSA
Flutuações de
pressão
Vibrações
mecânicas
Flutuações de
pressão
Corrosão e
oxidação
Falha de
fabricação ou
manuseio
impróprio
Alterações
quimicas do óleo
devido â
radiação/calor
EFEITOS
Alterações sobre a
espessura do elemento
sensor causando
alterações na sua
resposta dinâmica
Alterações na capacidade
de restauração do sistema
causando a perda de
confiabilidade na
resposta do instrumento
Perda de linearidade do
sinal de saida
Alterações significantes
de capacitância
Alterações de
viscosidade, alterando a
resposta dinâmica do
instrumento
38
Tabelm 4.1. Efeitos que Podem Causar Degradação no Tempo dm
Raspost* de Transdutoras da Pressão (CONTimJAÇÂO)
DEGRADAÇÃO
Infiltração do
fluido de
processo para a
célula sensora
Alterações nos
valores dos
componentes
eletrônicos
Alteração de
Set-Point*
Falha de selagem
CAUSA
Quebra do
diafragma
Calor, radiação,
umidade/
flutuações de
tensão e
manutenção
Alteração de
calibração
Fragilização e
quebra
EFEITOS
Alterações de
capacitância, causando
perda de linearidade
Alterações na resposta
dinâmica e linearidade da
eletrônica
Aumento do tempo para
alcançar o Set-point, com
aumento do tempo de
resposta
Vapor no sistema
eletrônico, com risco de
inutilização do
instrumento
* "Set-Point" é um valor determinado pelas condições de operação, que ao ser
alcançado, aciona sistemas de pzoteçlo e/ou alarmes que exigem tomadas de
providências por parte do pessoal de operação.
39
4.2 - DEGRADAÇÃO DAS LINHAS DE PRESSÃO
Outro fator que afeta o tempo de resposta de um transdutor
de pressão é a possível deterioração das tubulações (linhas)
que ligam o sensor ao processo, como descrito a seguir.
As linhas dos instrumentos ou linhas de pressão são
utilizadas para conectar os transdutores ao processo, uma vez
que estes transdutores estão geralmente localizados em pontos
distantes do processo (para minimizar os efeitos de temperatura
e radiação, e também para facilitar o acesso aos mesmos}.
As linhas de instrumentação são fabricadas em aço inox,
com diâmetros de 3/8 de polegada até 1/2 polegada. Estes tubos
são projetados de maneira a evitar deformações por expansão
térmica e vibração.
Dependendo da disposição física da instalação, estas
linhas podem alcançar centenas de metros de comprimento, embora
este comprimento deva ser o menor possível para minimizar seus
efeitos sobre o tempo de resposta (9).
0 efeito do comprimento de uma linha de pressão
(preenchida com água) sobre o tempo de resposta do transdutor é
devido ao "atraso sônico" ou "atraso acústico", descrito a
seguir (10).
0 atraso sônico, corresponde ao tempo necessário para que
o sinal de pressão atravesse todo o comprimento da linha desde
o processo até o transdutor. Como o a velocidade do som na
água é de, aproximadamente, 1460 metros por segundo, para uma
40
linha de 30 metros de comprimento, por exemplo, o atraso devido
à esta componente é de 21 milisegundos.
A Figura 4.1 mostra um esquema típico de conexão do
transdutor ao processo, juntamente com as válvulas de isolação
e equalização.
As linhas de pressão são menos suscetíveis à degradação do
que os transdutores. Entretanto, há situações que podem levar
ao aumento do tempo de resposta, resultante de problemas nestas
linhas, tais como:
bloqueios devidos a partículas sólidas (resíduos de solda,
et c ) , boro solidificado, etc;
ar ou gás dentro da linha;
instalação imprópria ou defeito nas válvulas de
equalização e bloqueio;
COMIIS:AC WCXK.-I CE t u h w KUCLEAR/SP - irei
41
A
PROCESSO
VftLVOXAB DB ELETRÔNICA
ELEMENTO
SENSOR
UNHAS DO VÁLVULA DE
TRANSDUTOR EQUAUZAÇAO TRANSDUTOR
Figura 4.1. Esquema Típico dm Conexão do Transdutor ao
Processo
42
5 TRANSIENTES EM CENTRAIS NUCLEARES
Na fase de projeto de uma instalação nuclear são feitas
simulações através de modelos matemáticos, que utilizam as
características de projeto da instalação como parâmetros de
entrada, e cujos resultados servirão para "prever" o
comportamento dinâmico da instalação quando submetida a dois
tipos de transientes: transientes normais de operação e
transientes que são considerados como sendo anormais.
Os transientes normais de operação são aqueles causados em
condições freqüentes de operação, tais como partidas e
desligamentos de bombas, alterações no nivel de potência gerada
pelo reator, aumento e diminuição da pressão de operação,
alterações no nivel do gerador de vapor e do pressurizador, e
outros.
Por situações anormais de operação deve-se entender, na
verdade, como sendo acidentes "fictícios" postulados pelos
órgãos licenciadores para testar a capacidade da instalação de
reagir (através dos seus múltiplos sistemas de segurança) de
maneira segura, para controlar e reverter a situação de
acidente.
Entre as situações de operação consideradas como acidentes
estão, por exemplo:
43
retirada acidental das barras de controle, causando um
aumento da potência do reator, que dependendo da taxa de
retirada, leva ao desligamento por: temperatura, potência ou
nivel alto no pressurizador;
abertura acidental da válvula de segurança do
pressurizador, causando o desligamento do reator por:
temperatura ou pressão baixa no pressurizador;
ruptura na tubulação do circuito primário do reator, ou de
qualquer outra linha conectada ao sistema. Este é considerado
como o acidente mais grave em uma instalação nuclear, e as
conseqüências decorrentes deste acidente dependem da magnitude
da ruptura e da eficácia dos sistemas de proteção.
Estes acidentes são aproximados por transientes do tipo
rampa podendo estas rampas serem "fortes" ou "suaves",
positivas e negativas. Baseado nestas informações, pode-se
estabelecer uma "seqüência de eventos" no tempo para cada
acidente postulado.
A Tabela 5.1 mostra, como exemplo, a seqüência de eventos
para um acidente de grande ruptura da tubulação do circuito
primário da Usina de Angra I (11).
As Figuras 5.1 e 5.2 (11) mostram um transiente no
pressurizador dá Usina de Angra I, causado por uma retirada
acidental das barras de controle do núcleo do reator, para
diferentes taxas de inserção de reatividade.
44
Tabela 5.2. Seqüência de Eventos Para um Acidente por
Grande Ruptura do Circuito Primário
SEQÜÊNCIA DE EVENTOS (TEMPOS EM SEGUNDOS)
EVENTO
INÍCO DO ACIDENTE
DESLIGAMENTO DO REATOR POR
BAIXA PRESSÃO NO
PRESSURIZADOR
INÍCIO DA INJEÇÃO DO
ACUMULADOR DE EMERGÊNCIA
REMOLHAMENTO DA PARTE
INFERIOR DO NÚCLEO DO
REATOR)
ACUMULADORES VAZIOS
INÍCIO DA REFRIGERAÇÃO
FORÇADA DE EMERGÊNCIA
CD* -0.4
0.00
0.37
0.64
31.89
43.25
25.64
CD-0.6
0.00
0.36
0.53
29.09
40.46
25.53
CD-1.0
0.00
0.355
0.44
27.54
38.66
25.44
O Coeficiente de descarga ("CD") é definido como a razão entre a vazão
teórica e a real
Em geral/ os transientes envolvidos nos transdutores de
pressão podem ser aproximados por rampas, como ilustrado a
seguir.
A Figura 5.3 (11) mostra um transiente gerado pela
despressurização acidental do pressurizador. Este tipo de
acidente pode ser causado, por exemplo, pela abertura da
válvula de segurança.
As Figuras 5.4, 5.5 e 5.6 (11) mostram, respectivamente,
transientes de projeto para a câmara de contenção, assumindo
uma ruptura na tubulação do circuito primário de um reator, com
coeficientes de descarga de 0.4, 0.6 e 1.0.
Finalmente a Figura 5.7 (11) mostra um transiente no
sistema de refrigeração do reator com os dois loops em
funcionamento, quando ocorre o bloqueio do rotor de uma das
duas bombas principais.
•z*z~~/~" • '•^"•-
(MPa) (PSIA)(16.55) 2400
(16.20) 2350 |oQ<
M (15.86) 2300zcCOto£ (15.51) 2250o
mb)asa.
(15.17) 2200
(14.82) 2150
(14.48) 2100
2.5 5.0 7.5 10.0 12.5
TEMPO (SEGUNDOS)
15.0 17.5 20.0
Figura 5.1. Transient* no Pressurixador Devido a itetirada Acidental das barras dm control*
(10 POi/s) £
>J0(JVZIHriSS3Hd ON 0 V S S 3 H d
I47
CD
m
owen
oO.
W
CM
PSIA
ctfcu£
2400
.55)
<vT- l
2350
.20)
(O
Oo.CM
* - *•oto
m
2250
,51)
2200
17)
9
2150
82)
•
2100 1
CO
•
II
COMISíAC T.VCT r . r :M NUCLEAR/SP
i-»
nín
Q3OD•<
NMOS
(OCOb)ccouo
COuceOU
(MPa) PSIA
(16.55) 2400
(15.17) 2200
(13.79) 2000
(12.41) 1800 I
(11.03) 1600 I
(9.65) 1400
(8.27) 1200
10 20 30 50 CO
TEMPO (SEGUNDOS)
Figura 5.3, Transient* Gerado Pel* Despressurização Acidental do Pressurixador09
s'-»
•n
c:or*rn
(KPa) PSI(206.84) 30
O (137.89) 20Ko
o
o«g (68.95) 10blOSOu
€C- 120 i€0 2X 240
TEMPO (SEGUNDOS)
3*0 400
Figura 5.4. Transient» n* Cim*r* dm Contenção (CD-0.4)
(KPa) PSIA
(206.84) 30
(172.37) 25
o. (137.89) 20
TEMPO (SEGUNDOS)
Figura 5.5. Tzmnaimntm n* doara dm Contmação (CD-Q.6)
oKO
NA C
ONT
EIPR
ESSÃ
O(KPa)
(206.84)
(172.37)
(137.89)
(103.42)
(68.95)
(34.47)
PSIG
3 0
2 5
20
15
1 0
5
O «D SC 320 350
TEMPO (SEGUNDOS»
Figura 5.6. Transient* na Câmara dm Contenção (CD-1.0)
52
(MPa) PSIA
COCO
(19.99) 2900
(19.30) 2800
(18.62) 2700
(17.93) 2600
(17.24) 2500
(16.55) 2400
(15.86) 2300
(15.17) 2200
/ \
1 1 12 4 0
TEMPO (SEGUNDOS)
10
Figura 5.1. Transient* no Sistema de Refrigeração do Núcleo do
Reator Devido ao Bloqueio do Rotor de uma daa Duaa Bombas
Prineipaia
"ui
53
6 MÉTODOS UTILIZADOS PARA MEDIDA E MONITORAÇÃO DO
TEMPO DE RESPOSTA DE TRANSDUTORES DE PRESSÃO
Os métodos utilizados para determinação do tempo de
resposta de transdutores de pressão podem ser divididos em dois
grupos: métodos diretos e métodos indiretos. A diferença
básica entre os métodos é que o segundo grupo engloba
tecnologias que podem ser utilizadas com a instalação em
operação pois não necessitam de acesso direto ao instrumento,
ao passo que os métodos conhecidos como diretos, utilizados
desde que surgiu a preocupação em torno do problema de tempo de
resposta, somente podem ser utilizados com a instalação
desligada, uma vêz que para este caso se faz necessário o
acesso ao instrumento.
Dois testes são classificados como métodos diretos: o
teste em rampa e o teste em degrau; e dois testes são
classificados como indiretos, o teste PI e a análise de ruído.
A Tabela 6.1 mostra uma comparação entre os quatro testes, que
são descritos em detalhes a seguir.
54
Tabela 6.1. Comparação Qualitativa entre os Testes de
Determinação do Tampo de Resposta de Transdutores de
Pressão
TESTE
DEGRAU
RAMPA
PI
RUÍDO
PRECISÃO
MODERADA
BAIXA
ALTA
MODERADA
REPETIBIL
IDADE
BAIXA
ALTA
ALTA
MODERADA
ANÁLISE
DIRETA
DIRETA
DIRETA
COMPÜTACIO
NAL
APLICAÇÃO
NAO
OSCILATÓRIOS
TODOS OS
TRANSDUTORES
BALANÇO DE
FORÇAS
BOM NÍVEL AC
RISCOS DE
AVARIAS
ALTOS
BAIXOS
BAIXOS
BAIXOS
6 . 1 - TESTE EM RAMPA
0 teste em rampa consiste em se aplicar ao transdutor sob
investigação, e simultaneamente a outro transdutor, considerado
como referência de resposta rápida, um sinal de pressão em
forma de rampa, e comparar as respostas de saida dos dois
instrumentos.
COW.ECAC WÍZV. l CE WtWI NUCLEAR/SP - IPE8
55
O método foi desenvolvido na década de 70 pela Nuclear
Services Corporation, empresa contratada na época pela Electric
Power Research Institute, e utiliza uma bancada experimental
conhecida como "Gerador Hidráulico de Rampa (12).
Atualmente todos os testes feitos para se determinar o
tempo de resposta de sensores de pressão em centrais nucleares
utilizam lima bancada similar. A vantagem do gerador é que com
ele é possível se obter sinais de pressão do tipo rampa e
degrau, sendo mais comum o uso do primeiro, pois na fase de
projeto da instalação considera-se transientes próximos aos do
tipo rampa, conforme descrito no Capitulo 5.
6.2 - TESTE EM DEGRAU
O teste em degrau é similar ao teste tipo rampa, com a
diferença de que o transiente é tão rápido que para efeito
prático pode ser visto como um degrau de pressão. A bancada é
a mesma do teste em rampa, embora possa se utilizar um sistema
mais simples, como por exemplo uma fonte de pressão e um
atuador rápido tipo válvula solenóide. Este tipo de teste
também avalia a grandeza conhecida como "time-to-trip", e que
se for feita de maneira apropriada contabiliza o tempo de
resposta de todos os componentes da cadeia de instrumentação.
COWJCCAC KíCXfc": rr. rr:rroi/. NUCLEAR/SP- IP»
56
A Figura 6.1, mostra o tempo de resposta total da cadeia
de instrumentação de pressão até o inicio da ação, que pode
ser, por exemplo, um bi-estável que interrompe a alimentação
elétrica dos eletroimâs das barras de controle, um bi-estável
que aciona o spray de emergência da câmara de contenção de uma
usina nuclear ou acionamento de outro dispositivo de proteção.
O tempo de resposta total da cadeia de instrumentação é
determinado pela soma do tempo de resposta do transdutor (o^i),
mais o tempo necessário para o acionamento do atuador (042)•
6.3 - INTERRUPÇÃO DE POTÊNCIA
0 método PI (do inglês POWER INTERRUPT), como será
referenciado a partir de agora, foi desenvolvido em 1982 e
consiste em interromper momentaneamente a alimentação elétrica
do transdutor. 0 teste é feito desligando-se a alimentação
elétrica por alguns segundos e então religando-a. Quando a
alimentação é restituida, o sinal de saida do transdutor
fornece informações que podem ser analisadas para determinar o
tempo de resposta do instrumento. Este método é bastante
cômodo, pois pode ser feito a partir da sala de controle da
inst lação, não requerendo portanto acesso fisico ao
instrumento.
57
Uma desvantagem deste teste é que ele foi validado apenas
para transdutores que utilizam o principio do balanço de
forças, mais explicitamente da FOXBORO COMPANY.
A Figura 6.2 mostra uma comparação entre os resultados
obtidos a partir de um transdutor de pressão quando submetido a
um teste PI e a um teste em degrau. Nela fica evidente que as
informações fornecidas são semelhantes e que o teste PI fornece
as informações dinâmicas essenciais para determinar o tempo de
resposta do instrumento (13).
A validade do teste PI foi avaliada em laboratório
comparando-se os resultados obtidos a partir de testes diretos,
e demonstrou resultados para tempos de resposta de transdutores
de pressão de balanço de forças com cerca de ± 0.1 segundos de
diferença em relação aos resultados obtidos com testes do tipo
rampa e degrau (9,10,14).
6.4 - ANÁLISE DE RUÍDO
A análise de ruido consiste em se monitorar as flutuações
naturais que existem no sinal dos transdutores de pressão.
Estas flutuações são devido a turbulências ocasionadas pela
passagem da água pelo processo, transferência de calor do
núcleo do reator ou da bomba principal, e outros fenômenos
naturais ao processo. Estas flutuações, comumente denominadas
de ruido, são extraídas do sinal de saída do transdutor,
58
removendo a componente DC do sinal e amplificando a componente
AC. A componente DC é removida passando o sinal de saída do
transdutor por um filtro passa-alta, geralmente ajustado em
cerca de 0.02 Hz.
A componente AC passa por um filtro passa-baixa para
remover os ruídos elétricos de altas freqüências e
interferências. O sinal pode ser então digitalizado por um
conversor analógico-digital e armazenado em disquetes de
computador para análise subsequente.
Esta análise pode ser feita no domínio do tempo ou no
domínio da freqüência, e é baseada na hipótese de que a
característica dinâmica do transmissor é linear. Para a
análise no domínio da freqüência, obtêm-se a densidade
espectral de potência ( do inglês "Power Spectral Density" -
PSD) a partir dos sinais de ruído através do algoritmo da
Transformada Rápida de Fourier. Uma função matemática
apropriada é então utilizada para ajustar o PSD, do qual pode-
se calcular o tempo de resposta do transdutor.
No domínio do tempo é utilizado c modelo matemático Auto-
Regressivo (AR), descrito na referência (15), que consiste em
representar o sinal do transdutor através de séries temporais
auto-regressivas para obter a resposta impulso e a partir disso
obter a resposta em degrau do transdutor, e assim calcular o
seu tempo de resposta.
A partir dos resultados obtidos em testes de validação em
laboratório, a técnica de análise de ruídc demonstrou
resultados para tempos de resposta de transdutores de pressão
59
com cerca de ± 0.1 segundos de diferença em relação aos
resultados obtidos com testes diretos do tipo rampa e
degrau (9,10,14).
A Figura 6.3 mostra uma ilustração do procedimento quando
se utiliza análise em freqüência.
6.5 - VANTAGENS E DESVANTAGENS DE CADA MÉTODO
Cada teste apresenta suas vantagens e desvantagens. Cabe
ao proprietário da instalação propor o melhor programa de
testes, que pode envolver dois ou mais tipos de testes, e
submeter o mesmo para a aprovação do órgão licenciador. A
medida do tempo de resposta da instrumentação ligada ao sistema
de proteção de uma instalação nuclear é dividida em duas fases
distintas:
Na primeira fase é feita a medida do tempo de resposta de
através de métodos diretos. No caso de transdutores de pressão
utiliza-se o método abordado neste trabalho, ou seja o teste em
rampa. Estes resultados serão utilizados como parâmetros de
referência para a fase posterior, descrita a seguir.
Numa fase posterior, o método de análise de ruido e o
teste PI são utilizados para se "monitorar" possiveis
alterações no tempo de resposta do instrumento. Ou seja os
resultados obtidos na primeira fase são considerados como
valores absolutos, e a partir dai faz-ce a monitoração para
60
verificar se houve alteração nos mesmos. Em caso de ficar
constatado que houve alterações, deve-se fazer uma nova medida
direta para se verificar se o tempo de resposta continua dentro
das especificações.
O intervalo de tempo entre cada ciclo de testes de tempo
de resposta de transdutores de pressão ligados ao sistema de
proteção não é especificado pela NRC (Nuclear Regulatory
Cotmnision), ela especifica somente que o aumento nos casos de
falhas de instrumentos deve ser detectado com antecedência.
0 que se verifica como tendência global é que estes testes
sejam feitos a cada parada para troca de combustível nuclear.
Tal tendência baseia-se em pesquisas realizadas em laboratório,
e a partir de pesquisas bibliográficas de relatórios gerados
por órgãos licenciadores (Licensee Event Reports - LER), que
reportam problemas ocorridos em instalações nucleares,
envolvendo transdutores de pressão utilizados para medida de
nivel, pressão e vazão, com particular ênfase dada às falhas
por envelhecimento, falhas de fabricação e manuseio impróprio
destes transdutores (2,9,10).
As características de cada teste são discutidas a seguir.
61
6.5.1 - MÉTODO DIRETO
A dificuldade de utilização dos métodos diretos (rampa e
degrau) é que eles exigem acesso ao instrumento, o que acarreta
a necessidade da instalação estar desligada, além do que este
método não contabiliza o tempo de resposta devido à linha que
liga o processo ao transdutor.
Outro problema deste método é que a exigência de acesso ao
instrumento significa, em alguns casos, a necessidade de se
trabalhar em condições ambientais adversas, como as encontradas
na câmara de contenção, por exemplo, que apresenta doses de
radiação, falta de ventilação e temperaturas que impedem uma
permanência prolongada. Além disso o perigo constante de
contaminação exige uso de luvas de borracha e vestimentas
especiais que dificultam a mobilidade e a manipulação do
gerador e outros equipamentos necessários, previamente
envolvidos em embalagens plásticas.
A seguir são discutidas algumas características adicionais
dos testes classificados como diretos.
TESTE EM RAMPA
• 0 teste em rampa é o mais utilizado, pois conforme
visto no Capitulo 5, na fase de projeto da instalação
considera-se transientes próximos aos do tipo rampa;
C0MI5CAC ucxf.' : CE tf.rr-:;: «UCLEAR/ÍP • IPÊ!
62
• Os riscos de avarias aos transdutores investigados são
mínimos;
• É o único teste aceito pelos órgãos licenciadores para
medida de tempo de resposta, até o momento. Por ser
considerado como teste "padrão", pois mede o tempo de resposta
"real" do transdutor, estes órgãos exigem que a medida seja
feita utilizando este teste, e somente a partir dai pode-se
utilizar outro método para monitorar a degradação do tempo de
resposta do instrumento.
• 0 resultado da análise é simples e de fácil
interpretação
TESTE EM DEGRAU
• Oferecem riscos de avarias aos transdutores
investigados;
• É válido somente para sistemas dinâmicos lineares de
primeira ordem, e deve ser utilizado com cuidado para obter o
tempo de resposta de transdutores de pressão, pois em geral
estes transdutores são sistemas dinâmicos de segunda ordem ou
de ordem superior.
• 0 resultado d;i análise é simples, porém nem sempre de
fácil interpretação.
63
6.5.2 - MÉTODOS INDIRETOS
A grande vantagem dos métodos indiretos é que eles podem
ser executados a partir da sala de controle, sem que seja
necessário o acesso à contenção e podem ser realizados com a
instalação em operação. A seguir são apresentados outras
características dos métodos indiretos.
A principal restrição quanto à utilização destes métodos
para medida de tempo de resposta, é que até o momento eles
foram validados apenas para monitorar o tempo de resposta dos
transdutores de pressão para verificar se houve algum tipo de
degradação, tornando-se necessário então que se faca primeiro a
medida pelo teste em rampa, o que servirá como parâmetro de
base ("baseline").
ANÁLISE DE RUÍDO
• 0 método de análise de ruído não pode ser aplicado em
casos onde o nível AC do sinal elétrico, proveniente do
transdutor é muito baixo ("Narrowband"). Casos típicos deste
tipo de problema são observados, por exemplo, nos transdutores
de pressão da câmara de contenção e dos medidores de nível dos
tanques do Sistema de Injeção de Emergência (SIE).
• Embora a técnica üe análise de ruido seja aplicável
para todos os transdutores de pressão, ainda não foi detectada
a razão pela qual o algoritmo matemático não consegue modelar
convenientemente alguns dos sensores, ou seja não existe um
completo dominio sobre o método.
TESTE PI
A mesma restrição em relação a método de análise de ruido
se aplica também no caso do teste PI, ou seja, este teste
somente é válido apenas para monitorar degradações do tempo de
resposta de transdutores de pressão, e não para a sua
determinação. A exigência de uma "baseline" para a implantação
deste método também é feita pelos órgãos licenciadores.
0 teste somente pode ser feito com sensores de tipo
balanço de forcas da marca FOXBORO e mesmo assim não pode ser
utilizado quando o teste envolve decréscimos de pressão e
quando o sinal de saida apresenta fortes oscilações na fase
inicial do transiente, como por exemplo "overshoot".
A Figura 6.4 mo.str.-i duas saídas tipicas de um teste PI,
uma saída com "over?hoc!;" (a) e outra com saída normal (b> .
íV
G s a + adtotal - 1 -
65
PROCESSO TRANSDUTOR ATUADOR -> INÍCIODA AÇÃO
Figura 6.1. TEMPO DE RESPOSTA DE UMA CADEIA DE
INSTRUMENTAÇÃO
• " " ; , . ' ' . L L À ! ' ( . ' l i ' - ' • ípclí
{% DOSPAN)
75-L
toeng is.a.
o
Ou
o RESPOSTA A ENTRADA DEGRAU
B RESPOSTA A TESTE "IN-SITU"
7.I. 2. '• S. 6.TEMPO (SEGUNDOS)
a.
Figura 6.2. Comparação Entre Teste PI e Teste em Degrau O)Cf)
w-t
PSD AJUSTADO RESULTADOS
Figura 6.3. Procedimento Utilizando-se Análise de Ruído O)
68
1.0—
0.75-
RESPOSTA 0 g _
0.25-
1—r
TEMPO [s]
(a) Resposta com "Overshoot'
RESPOSTA
1.0 —
0.75 —
0.50 —
0.25
I1 2
TEMPO Is]
(b) Resposta Normal
Figura 6.4. Resultado Típico de um Teste PI
69
7 DESCRIÇÃO DO GERADOR HIDRÁULICO DE RAMPA
Como já mencionado, a bancada de testes conhecida como
gerador hidráulico de rampa foi desenvolvida na década de 70
pela Nuclear Services Corporation, empresa contratada na época
pela Electric Power Research Institute, em atendimento às
determinações feitas pela "Nuclear Regulatory Guide 1.118" (3).
A "U.S. Nuclear Regulatory Comission" forneceu então um
novo enfoque para a determinação do tempo de resposta de
sensores, a partir do qual foram adotados procedimentos de
testes baseados em normas. Estas normas exigem explicitamente
que as usinas nucleares possuam um programa de testes
periódicos para monitoração do tempo de resposta dos
transdutores ligados ao sistema de proteção da instalação, para
garantir que o tempo de resposta dos canais de segurança do
reator permaneça dentro dos limites estabelecidos nas
especificações técnicas ria instalação.
A principal exigência é a de que os testes devem ser
feitos "in-situ", ou seja, com o transdutor instalado no local
de operação normal, e em casos em que isto não seja possível, a
medida deve ser feita em laboratório, mantendo porém as
70
condições ambientais do teste as mais próximas possíveis
àquelas dos locais de trabalho dos transdutores, tornando-se
necessário então o desenvolvimento de um gerador que pudesse
ser levado ao local de trabalho do instrumento, e que fosse
capaz de gerar sinais de pressão que pudessem simular os
transientes de pressão postulados e , consequentemente/
determinar o tempo de resposta dos transdutores de pressão.
Em função do ambiente adverso encontrado em alguns dos
setores de uma central nuclear, nos quais o gerador deve ser
utilizado, na fase de projeto do gerador foram necessários
alguns cuidados em relação ás características que ele deveria
apresentar, de maneira a facilitar a sua utilização e operação.
Assim sendo, na fase de projeto do gerador foram adotados os
seguintes critérios:
FACILIDADE DE TRANSPORTE: o gerador deve ser leve e
compacto, para facilitar o transporte manual até os locais de
trabalho dos transdutores, pois os instrumentos podem estar
localizados em pontos distantes uns dos outros, e muitas vezes
em setores diferentes.
FACILIDADE DE MANUSEIO E OPERAÇÃO: Para trabalhos em
uma central nuclear, o gerador deve ser de fácil manuseio,
principalmente no que se refere às tomadas para entrada de
suprimento de pressão e de conexão ao instrumento a ser
analisado.
71
Em ambientes sujeitos à contaminação radioativa, é
necessário que o gerador seja envolvido por uma embalagem
plástica para evitar a sua contaminação, dificultando o seu
manuseio e a sua operação.
CONFIABILIDADE E FACILIDADE DE MANUTENÇÃO: o gerador
deve ter baixo Índice de interrupção por quebra, e ser
resistente a temperaturas elevadas, como as encontradas no
interior da câmara de contenção. Deve ainda ser robusto pois
está sujeito a choques mecânicos com outros equipamentos,
tubulações, escadas, etc, que podem ocorrer, principalmente em
locais de dificil acesso.
De acordo com a definição descrita no Capitulo 2 (seção
2.2) o tempo de atraso, é definido como o atraso assintótico
entre a resposta de um transdutor de referência e um transdutor
sob investigação, quando submetidos simultaneamente a um sinal
de entrada em rampa.
Portanto, para se obter o tempo de atraso de um
transdutor, faz-se necessário a utilização de um transdutor
cuja resposta seja considerada mais rápida, quando comparada
com o tempo de resposta de transdutores comuns de processo. 0
transdutor de referência e.-:;-oihid< foi um f.ransdutor de
relutância variável da Validyne Engineering Corporation, modelo
DP15TL, que possui um "}.it" de diafragmas para que o transdutor
possa ser utilizado em diversos niveis de pressão.
72
A Figura 7.1 mostra um esquema simplificado do gerador,
onde se destacam os cilindros hidráulicos (Ai) e acumulador
/ cujas funções são descritas na seção 7.2.
A Figura 7.2 mostra uma visão geral da parte frontal do
gerador, com o manômetro ao centro e as válvulas que servem
para configuração e operação da bancada.
A Figura 7.3 mestra uma visão geral da parte interna do
gerador, onde pode-se ver os cilindros Aj (à direita) e A2 (à
esquerda), e a válvula solenóide (no alto à esquerda).
As principais características do gerador hidráulico
construído são:
CARACTERÍSTICAS FÍSICAS:
altura: 440 mm;
largura:410 mm
profundidade:238mm (incluindo hastes das válvulas);
peso estimado:30 kg
material utilizado na fabricação:
;„. NUCLEAR/SP
73
MATERIAIS:
tubulação de 1/8 de polegada, em aço inox;
válvulas agulha, com corpo em aço inox;
válvulas de esfera de acionamento manual
(acionamento rápido), com corpo em aço inox;
válvula solenóide (acionamento elétrico);
manômetro tipo Bourdon, com faixa de 0 a 250
conexões em aco inox;
2 cilindros (um hidráulico e outro acumulador) em aco
inox para trabalhos com pressões da ordem de
200 kgf/cm2;
7.1 - OPERAÇÃO DO GERADOR HIDRÁULICO DE RAMPA
O gerador hidráulico foi projetado para gerar sinais do
tipo rampa e degraus positivos e negativos. Em virtude do
tipo de válvula solenóide empregada no gerador não é
possível gerar sinais de rampa negativa.
Sua operação é feita através de válvulas manuais e de uma
válvula solenóide, responsável pelo inicio do transiente do
tipo rampa como veremos a seguir.
74
7.1.1 - OPERAÇÃO EM MODO RAMPA
Conforme visto na Figura 7.1, o gerador compreende dois
cilindros: um cilindro hidráulico (A}) e um cilindro acumulador
(A2), este último responsável pelo suprimento de pressão
durante o transiente.
Uma válvula agulha (V-05) posicionada na saida do
acumulador serve para controlar e ajustar a inclinação da
rampa, e uma válvula solenóide em série à esta válvula serve
para dar inicio ao transiente.
A geração da rampa de pressão é feita pressurizando todo o
sistema utilizando ar comprimido ou nitrogênio. Com a válvula
solenóide e a válvula de desvio (V-06) fechadas, isolando o
cilindro pneumático, ajusta-se então a pressão no cilindro (Aj)
até a pressão inicial, menor que a pressão no cilindro A2. Uma
vez ajustada a rampa, abre-se a válvula solenóide através da
botoeira para dar inicio ao transiente, que como foi descrito
anteriormente no Capitulo 2 (eeçáo 2.2), é enviado
simultaneamente ao transclutor analisado e ao transdutor de
referência, ambos conectados na saida do cilindro h\.
Ao se utilizar o gerador para determinar o tempo de
resposta de transdutores de pressão, é importante que o sinal
gerado pelo mesmo cresça linearmente. Esta condição é possível
ao se estabelecer uma diferença de pressão entre os cilindros,
que propicie a formação de escoamento sônico na válvula V-05,
posicionada na saida do cilindro A}, e garante que a vazão na
75
saida da válvula é a maior possível, permanecendo constante
durante boa parte do transiente.
Conforme descrito no Anexo A, para a formação de
escoamento sônico, é necessário que a pressão no cilindro A2
seja superior a aproximadamente duas vezes a pressão no
cilindro hidráulico (em valores absolutos) (16,17,18). Na
prática, para que a relação seja mantida durante todo o
transiente, Cain (12) concluiu que a seguinte relação empírica
deve ser observada:
\PP~PH\=IO\PSP~PH\
onde:
Pp é a pressão inicial no cilindro acuraulador;
Pjf é a pressão no cilindro hidráulico,
arbitrariamente fixado em 5% do fim de faixa;
é a pressão de set-point do transdutor.
A equação 7.1 serve para calcular os pontos de referência
para a determinação do tempo de resposta, e garante vazão de
escoamento constante na saida da válvula V-05.
É importante salientar que as pressões calculadas pela
equação 7.1 estão em pressão absoluta.
76
7.1.2 - OPERAÇÃO EM MODO DEGRAU
0 gerador hidráulico pode fornecer sinais, que do ponto de
vista prático, podem ser considerados como transientes do tipo
degrau. Este tipo de sinal pode ser gerado obedecendo o mesmo
procedimento descrito na seção anterior (modo rampa), mas ao
invés de se acionar a válvula solenóide, aciona-se a válvula V-
06 (válvula de acionamento rápido).
TESTE
U T M K N 1 0
«U Alt 77
1A
— 1
¥-•8 ,
1
¥-•7
\
1
V^/ ¥-M
I
1
1
' i¥-•3,
VALIDYNE*
/ JSOLEI
I
i
¥-
«IDE
¥-»S p
T¥-•9
h
A2
1
1
\
1
r
VÁLVULA MANUAL DE
ArtONAMENTO RÁPIDO M VÁLVULA AOULNA
SO^ENOIH VÁLVULA SOLENOIOE I P I ] MANOMETRO
Figura 1.1. Esqumaa Simplificado Do Gerador Hidráulico Dm Kaopa
78
Figura 7.2 Visão Geral Frontal do Gerador Hidráulico dm Rampa
Figura 7.3. Vigio Geral Interna do Gerador Hidráulico de Rampa
COMISCAC KACXIU ti luir.zik NUCLEAN/SP* IPEI
8 PROGRAMA EXPERIMENTAL
Como descrito anteriormente (6.5.1), o método de medida
direta é utilizado para medir o tempo de resposta "real" do
transdutor, e serve como base para validação de outros métodos.
Este teste consiste basicamente em aplicar um sinal de
pressão na forma de uma rampa diretamente na enfada de pressão
do transdutor, sendo conhecido também como "sinal de
substituto". A diferença de tempo entre o instante que o
transdutor de referência alcança um valor pré-determinado e o
tempo que o transdutor analisado alcança aquele mesmo valor é
denominado de "tempo de atraso" do transdutor.
Uma vez montada a bancada e resolvidos os problemas de
vazamentos, passou-se ao programa experimental em laboratório,
que constou de se medir o tempo de atraso de 11 (dez)
transdutores de pressão, todos na faixa entre 0 e 400 KPa, e o
estudo das "condições" que afetam o mesmo. Dos 11 transdutores
utilizados no programa experimental, dois são qualificados para
utilização em instalações nucleares o Barton 764 e o Foxboro
E13DM, e o restante, utilizados em instalações convencionais.
Com exceção do Barton, que nos foi emprestado por Furnas
80
Contraia Elétricas S.A. já calibrado, os outros transdutores
foram calibrados pelo Laboratório de Aferição • Calibraçâo
(LAC) da COPESP. Esta calibraçâo se faz necessária para
verificar e corrigir desvios do sinal de saida do instrumento
quando submetido a valores conhecidos de pressão.
A Tabela 8.1 mostra as principais características dos
transdutores utilizados nos estudos.
Deve-se destacar que a preparação do gerador hidráulico de
rampa e dos equipamentos necessários para os testes requer
alguns cuidados preliminares, que abrange a calibraçâo do
transdutor a ser analisado e do transdutor de referência, c
controle da pressão de teste para não haver sobre-
pressurização, a calibraçâo dos canais do registrador gráfico
para a faixa de interesse com os devidos ajustes de ganho e por
último a alimentação elétrica dos transdutores.
Conforme citado no Capítulo 7 o transdutor de referência
possui um jogo de diafragmas que são utilizados para adequar a
sua faixa de pressão de trabalho à faixa de trabalho do
transdutor analisado. Portanto, para cada nova faixa de
pressão tomou-se o cuidado de substituir o diafragma para
adequá-lo á pressão a ser submetida durante os testes.
Tabela 8.1 Principais Características dos Transdutorm* Analisados,
FABRICANTE
ITT/BARTON
FISKEK
SCHLUM5HPGER
3>I?-.?.
Sf-UF. #1
SM.S.F - 2
SMAP. S3
ENGISTREL
TRANSMITEL
ECKARDT
FOXBORO
MODELO
764
1151DP7E22LMMB
PDH3200/030/7X
LD200
LD300 #1
LD300 #2
L0300 «3
PD4BL228UNCC
B1151DP4E22M1B3
5 153 931
E13DM
FAIXA DE
PRESSÃO
(KPa)
0-392
0-1000
0-400
0-400
0-400
0-400
0-400
0-25
0-25
0-25
0-10
PRESSÃO
MEDIDA
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
ABSOLUTA
ABSOLUTA
ABSOLUTA
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
DIFERENCIAL
TIPO DE SENSOR
STRAIN GAGE
CÉLULA CAPACITIVA
CÉLULA CAPACITIVA
CÉLULA CAPACITIVA
CÉLULA CAPACITIVA
CÉLULA CAPACITIVA
CÉLULA CAPACITIVA
CÉLULA CAPACITIVA
CÉLULA CAPACITIVA
CÉLULA CAPACITIVA
BALANÇO DE FORÇAS
00
A calibração do transdutor de referência pode ser feita de
duas maneiras distintas:
1) Calibraçào em laboratório, utilizando as indicações de
um instrumento padrão;
2) Calibração do transdutor de referência utilizando o as
indicações do próprio transdutor analisado como referencial.
O último procedimento è mais cômodo pois permite que a
calibração seja feita "in situ", possibilitando o teste de
instrumentos com diferentes níveis de pressão de trabalho, sem
a necessidade de retornar ao laboratório para calibração na
nova faixa de pressão. Esta facilidade é particularmente
importante quando lembramos que o acesso à contenção do reator
envolve diversos procedimentos para proteção dos equipamentos e
do pessoal envolvido nas medidas, devido ao risco de
contaminação radioativa, diminuindo o número de entradas e
saldas da contenção.
As Figuras 8,1 • 8.2 mostram um esquema simplificado do
arranjo experimental.
Para a realização dos testes foi adotado o seguinte
procedimento:
Como mostra a Figura 8.3. para os testes envolvendo
transientes do tipo rampa, faz-se o registro dos valores
correspondentes às pressões de set-point "P«p" (valor de
Kt-;* rzfrrr:/: r? if 'T'QÍ, WUClf Ml/SP- lPt:-
83
pressfio utilizado para determinação do tempo de atraso),
pressão de rampa "Prampa" (utilizado para o cálculo da taxa de
subida de rampa, a partir do momento de inicio do teste) e
pressão inicial no cilindro hidráulico "Pinieial*** Estes
parâmetros são registrados em ambos os canais registrador,
correspondentes ao transdutor analisado e ao transdutor de
referência (Validyne). Como o tempo de atraso é obtido através
da comparação entre a resposta do transdutor de referência a
resposta do transdutor analisado, o registro destes parâmetros
facilita a interpretação dos resultados e a obtenção do tempo
de atraso.
Uma vez montado o arranjo experimental, passou-se aos
testes, propriamente ditos, que consistiu de:
- 1) Medida do tempo de atraso, utilizando o teste em
rampa;
2) Medida da constante de tempo* , utilizando o teste em
degrau (positivo e negativo);
3) Medida do tempo de resposta através do método PI;
4) Estudo da influência da existência de bolhas na linha
de pressão;
5) Estudo 'da influência do coeficiente de "damping" do
instrumento na resposta do mesmo.
Neste estudo a constante d« tempo, independente da sua definição, foi
adotada como sendo o intervalo de tempo necessário para que o sensor
registre 63.2% do valor do degrau.
84
6) Estudo da influência do pote de sei agem no tempo de
resposta.
8.1 RESULTADOS
Para verificar a influência da taxa de elevação da rampa
de pressão no tempo de atraso dos transdutores analisados,
foram aplicados na entrada dos transdutores de referência e do
transdutor analisado sinais com diferentes taxas de pressão.
Os resultados obtidos estão na Tabela 8.2. Nesta as taxas de
rampa e os tempos de atraso listados em cada linha se
correspondem, respectivamente. Os valores de tempo de atraso
listados são para rampas positivas de pressão.
Os transdutores foram submetidos a testes do tipo degrau
de pressão, que consistiram na aplicação de degraus positivos e
negativos, que serviram para avaliar a capacidade de resposta
dos transdutores quando submetidos a transientes rápidos de
pressão, além de servir para verificar a linearidade destes
transdutores. A Tabela 8.3 mostra os resultados obtidos para a
constante de tempo utilizando degraus positivos e negativos.
Conforme já citado, o teste PI é feito desligando a
alimentação elétrica do transdutor pressurizado e após alguns
segundos tornando a ligar a alimentação elétrica do mesmo. A
85
resposta do transdutor é registrada e assim pode-se determinar
o seu tempo de resposta. Este teste foi aplicado ao transdutor
que utiliza o principio do balanço de forças e os resultados
foram comparados com os testes em rampa e degrau. Os
resultados estão mostrados na Tabela 8.4.
Alguns transdutores possuem um "damping" eletrônico, que
pode ser ajustado através de unt potenciômetro.
A Tabela 8.5 mostra o resultado obtido num experimento
realizado no qual se variou o "ajuste de damping" de dois
transdutores, e onde ficou claro que c sistema eletrônico de um
transdutor pode, dependendo do ajuste, ser o maior responsável
pelo tempo de atraso.
Para avaliar a influência do pote de selagem no tempo de
resposta do transdutor da ITT/Barton, foram feitos testes com e
sem o pote. Os resultados estão sintetizados na Tabela 8.6.
Tendo em vista que a existência de bolhas de ar afeta o
tempo de resposta dos transdutores de maneira negativa, algumas
bolhas de ar foram injetadas na linha de pressão para se
avaliar a influência das mesmas. Foram injetadas bolhas de ar
com dois compriníentos distintos: 25 milímetros e 550 milímetros
(medidos com o sistema despressurizado). Os resultados obtidos
estão na Tabela 8.7.
TaJbtfla 8.2. Tmapo dm Atraso dos Tranadutorms Analisados
FABRICANTE
ITT/BARTON
FISHER
scrams»
SMAR
3HAR 1 1
aoiR #2
SMftR # 3
KRQISTRKIi
nUUHKETSL
SCHMIDT
FOXBORO
TAXA DE SUBIDA DA RAMPA
(KPa/s)
6; 28
10;21;26;32;40
47;119;157
64; 96
44;68;139
34;74;90;104;313
46;93;119
1;2;7;21
2; 6
3;9;10;18
4;4.5;12.5;25
TEMPO DE ATRASO
<»•)
160;160
40;40;40;40;40
20;20;30
80; 80
900;860;860
860;840;860;890;870
920;920;910
120;120;130;130
160;160
440;320;340;260
320;300;300;290
INCERTEZA
<*S)
40
20
20
20
20
40
10
10
10
10
10
•7
8.3. Gonstmntm dm TiMgio Para Degraus Positlros m
Negativos
FABRICANTE
SCHUUMBERGER
SMAR
SMAR #1
SMAR #2
SMAR #3
ENGISTREL
TRAMSMITEL
ECKARDT
FOXBORO
0G8RA9 POSITIVO
(M)
160 ± 5
67 ± 5
986 ± 10
967 ± 10
983 ± 10
115 ± 5
190 ± 5
430 ± 5
700 ± 5
DBGRAD MBOATZVO
(M)
115 ± 5
110 ± 5
980 ± 10
1030 ± 10
1010 ± 10
160 ± 10
240 ± 10
480 ± 10
825 ± 10
88
Tateia 8.4. Resultados do T»ste PI
FQXBOBO MOD.
# DO TESTS PI
1
2
3
4
5
6
7
8
E13EM
TEMPO DE RESPOSTA
(ms)
570 ± 5
620 ± 5
580 ± 5
580 ± 5
580 ± 5
580 ± 5
590 ± 5
650 ± 5
TmbelM 8.5. Influência do Cbcfieiant* d» n«pfng no
• 9
FISHER MOD. 1151DP7E22LMMB
DAMPING
(%)
0
50
100
TEMPO DE ATRASO
(ms)
40 ± 20
800 ± 40
1280 ± 40
SMAR MOD. LD200D04
DAMPING
(%)
0
25
40
50
TEMPO DE ATRASO
(ms)
40 ± 10
800 ± 40
1000 ± 40
1240 ± 40
90
Tabela 8. 6. Influência do Pote de Selagem no Tempo de Resposta
BARTON MOD. 764
SEM POTE DE
SEIAGEM
COM POTE DE
SEZAGEM
TEMPO DE ATRASO
(ms)
< 10
160 ± 40
CONSTANTE DE TEMPO
(ms)
30 ± 20
1640 ± 20
Tabela 8. 7. Influência de Bolhas de Ar no Tempo de Resposta
COMPRIMENTO DA
BOLHA (mm)
0
25
550
BARTON MOD. 764
TEMPO DE ATRASO
(ms)
< 10
< 10
50 ± 20
CONSTANTE DE
TEMPO (ms)
30 ± 20
25 ± 20
107 ± 20
91
8.2 - ANÁLISE OE INCERTEZAS
Nos resultados apresentados para os tempos de resposta dos
transdutores, foi considerado como incerteza de medida, a
metade da menor divisão da carta utilizada para o registro dos
sinais de saida dos instrumentos analisados, somada à metade da
menor divis&o da carta utilizada para o instrumento de
referência.
Em ambos os casos, a resolução é função da velocidade do
papel, ou seja, para uma velocidade de 25 .om/s, e sendo 1
milímetro a menor divisão do papel no eixo dos tempos, temos
que a incerteza na medida é de 40 milisegundos.
Se a velocidade do papel for de 100 mm/s a incerteza passa
a ser então de 10 milisegundos.
Não foram considerados efeitos de deslocamento de
calibração, uma vez que os instrumentos analisados foram
previamente calibrados em laboratório.
SUPRMMENTO DE GAS —fcVÁLVULA
REGULADORA
AJUSTE DA
RAMPA
l~zE SOLENÕIOE
ÁGUA
VAUDVME
TRANSOUTOR
AMAI M I M
REGISTRADOR
GRAFICO
Figura 8.1. Arranjo Experimental
(O
93
REGiSTRADOR
CONVERSOR
Flgarm 8.2. Arranjo Experimental
94
REFERÊNCIA
TEMPO
PinicialTRANSDUTORANALISADO
TAXA DE RAMPA
TEMPO DE ATRASO
A P
AT
Figura 8.3. Determinação doa Pãriamtroa dm Prmaaào
95
9 CONCLUSÕES E RECOMENDAÇÕES
Após a realização dos testes envolvendo onze transdutores
analisados, os seguintes pontos merecem destaque:
I) somente o da Eckardt apresentou tempos de atraso que
dependem da taxa de rampa aplicada. Esta dependência da
resposta do Eckardt é devida ao alto valor do coeficiente de
damping do instrumento. Como o potenciômetro de ajuste vem
lacrado de fábrica, não nos foi possível acessá-lo.
Entretanto, os testes realizados com este instrumento
demonstraram que ao se fixar a inclinação da rampa de pressão
aplicada, os resultados do tempo de atraso se mantiveram com
boa repetibilidade, o mesmo se sucedendo com sua resposta para
transientes na forma de degrau positivo e negativo de pressão.
II) Os três transdutores modelo LD300 da Smar (#1, #2 e
#3), quando submetidos a transientes do tipo rampa e degrau de
pressão (positivos e negativos) apresentaram um grande
intervalo de tempo entre o instante de inicio do transiente
(detectado pelo transdutor de referência) e o instante em que
96
os mesmos reagiram ao transiente. A existência deste de tempo
mostra que o transdutor requer ura intervalo de tempo para
processar as informações, ou seja, um "tempo morto". Outro
transmissor da Smar (modelo LD20Q) com a mesma faixa de
pressão, não apresentou tal comportamento, o que nos leva
concluir que é o sistema eletrônico dos instrumentos LD300 o
responsável pela existência deste "tempo morto". As
Figuras 9.1 e 9.2 mostram transientes do tipo rampa de pressão
aplicados aos transdutores LD300 e LD 200, respectivamente. As
Figuras 9.3 e 9.4 mostram a resposta dos transdutores, quando
submetidos a transiente do tipo degrau positivo de pressão, e
nas Figuras 9.5 e 9.6 são mostrados os resultados para degraus
negativos de pressão.
III) 0 teste PI aplicado ao transdutor da Foxboro demonstrou
ser um teste bastante simples e de boa repetibilidade.
Entretanto a análise do resultado não é simples e requer muita
cautela por parte do experimentador para encontrar o ponto
correto de leitura do tempo de resposta.
IV) Os transientes do tipo degrau de pressão demonstraram que
os transdutores analisados não necessariamente apresentam
respostas dinâmicas semelhantes quando submetidos a degraus
positivos e negativos, o que mostra que estes instrumentos não
se comportam como sistemas lineares de primeira ordem, muito
embora tenham apresentado boa repetibilidade.
97
V) Os testes envolvendo o pote de selagem demonstraram que
este elemento contribui significativamente para o aumento do
tempo de resposta do transdutor. No caso do tempo de atraso
houve um aumento da ordem de 16 vezes quando se conectou o pote
de selagem ao Barton, e no caso da constante de tempo, o
aumento foi da ordem de 55 vezes. Entretanto, esta influência
negativa do pote de selagem não pode ser evitada, pois como foi
explicado, este elemento serve para proteger o instrumento
contra contaminação radioativa, uma vez que isola o instrumento
da água de processo do circuito primário.
VI) Os experimentos demonstraram que bolhas de ar com pequenos
comprimentos não são suficientes para influenciar negativamente
o tempo de resposta, e que somente a partir de alguns
centímetros é que houve realmente uma degradação do tempo de
atraso. Deve-se ressaltar que os efeitos de bolhas de ar na
linha de pressão de instrumentos de pressão é tão menor quanto
maior for a pressão a que o transdutor for submetido, ocorrendo
na verdade indicações erráticas de pressão, fazendo com que se
perca a confiabilidade nas leituras do instrumento.
VII) Em 8 dos II casos (~70%), o valor da constante de tempo é
maior do que o valor do tempo de atraso, o que demonstra que a
constante de tempo fornece valores conservatives do tempo de
resposta dos instrumentos e serve como um parâmetro para
avaliar o comportamento dinâmico do instrumento.
98
VIII) A Tabela 9.1 mostra uma comparação entre os resultados
obtidos através do teste em rampa, degrau positivo de pressão e
PI (quando aplicável). Nesta tabela verificamos que não há
relação entre os resultados obtidos, embora em alguns casos os
resultados tenham sido relativamente próximos uns' dos outros,
para o mesmo instrumento, entretanto, o que se verificou foi
uma boa repetibilidade de cada teste, o que demonstra que a
escolha de um ou outro teste pode ser feita para a monitoração
da degradação do tempo de resposta de transdutores de pressão,
porém não sem antes aplicar o teste em rampa de pressão de
acordo com o transiente postulado no relatório de análise de
acidentes da instalação.
RECOMENDAÇÕES
Em relação à metodologia, uma conclusão importante é a de
que a medida direta do tempo de resposta de transdutores de
pressão é um meio simples e eficiente de verificar o seu
comportamento dinâmico em laboratório, e desta forma obter a
"assinatura" do transdutor, a exemplo do que faz a análise de
ruido. Entretanto, devido às complexidades envolvidas para a
sua aplicação em uma central nuclear (riscos de contaminação
radioativa, exposição à radiação), o método de análise de ruido
deverá ser estudado com maior profundidade até que os seus
resultados sejam compatíveis com os resultados obtidos através
do método direto, e desta forma aplicá-lo na determinação do
99
tempo de resposta de transdutores de pressão, e na sua
monitoração.
Para isso, é necessário um programa intenso de estudos da
análise de ruido para medida de tempo de resposta, que deve
envolver testes em laboratório e testes na própria instalação
nuclear, para que os resultados obtidos por este método possam
ter correlacionados entre si e com os resultados obtidos por
outros métodos. Outro ponto importante sobre a análise de
ruido, é que este programa de testes poderá capacitar o método
de maneira a fornecer informações que não sejam somente
deterministicas, ou seja, apenas quantitativas, mas sim que
possam fornecer informações qualitativas capazes de identificar
as causas que geraram a degradação do tempo de resposta. Com
este "background" será possível, inclusive utilizar a análise
de ruido para agir de maneira preditiva.
Enquanto estes estudos não forem realizados o método
direto continuará sendo o único método aceito pelas autoridades
licenciadoras para a medida do tempo de resposta dos
transdutores de pressão ligados ao sistema de proteção de uma
central nuclear.
Com relação ao gerador hidráulico, devemos ressaltar que
durante o programa experimental, o gerador hidráulico de rampa
apresentou problemas de vazamento na válvula solenóide e em
algumas válvulas agulha. Foram dois os problemas apresentados
pela válvula solenóide:
Za&ela 9.1. Compmrmção Entrm os tspost* Obtidos
FABRICANTE
ITT/BARTON
FISHER
SCHUJMBERGER
SMAR
SMAR #1
SMAR #2
SMAR #3
ENGISTREL
TRANSMITEL
ECKARDT
FOXBORO
TEMPO DE
ATRASO
<«*)
160
40
23
80
873
864
917
125
160
340
280
CONSTANTE DE TEMPO
(aw)
1640 ± 20
20 ± 20
160 ± 5
67 ± 5
986 ± 10
967 ± 5
983 ± 10
115 ± 5
190 ± 5
430 ± 5
700 ± 5
TESTE PI
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
NAO APLICÁVEL
580 ± 5
oo
101
• o primeiro problema foi a perda de estanqueidade da
válvula, que provocava a passagem de ar do cilindro acumulador
para o cilindro hidráulico, mesmo com a válvula fechada. Este
problema foi resolvido ao trocar o anel de selagem. fabricado em
polietileno rígido por um anel de borracha mais macia. Este
problema provocava uma pequena vazão de ar do cilindro
acumulador para o cilindro hidráulico, causando um transiente
indesejado, antes do inicio do teste.
• o segundo problema foi a perda de estanqueidade em
algumas válvulas agulha, que foi resolvido utilizando uma pasta
especial denominada "carborundum" para desbastar a sede das
válvulas. Esta falta de estanqueidade, dependendo da função da
válvula, causava um aumento na pressão no interior do gerador,
não permitindo o inicio do teste a partir de uma situação de
estado estacionário de pressão.
Por ser uma válvula de apenas uma via, a Liesma oferece
estanqueidade para apenas um sentido de fluxo (do cilindro
acumulador para o cilindro hidráulico). Como em alguns casos
os transientes de projeto de uma central nuclear exigem testes
que envolvam rampas decr««c«ntM de pressão, recomenda-se que
esta válvula seja trocada por outra, de duas vias, ou seja, que
permita escoamento no sentido do cilindro acumulador para o
cilindro hidráulico e vice-versa. A nova válvula deverá
permitir pressões de trabalho da ordem de 15 MPa, tipicamente
encontrada em centrais nucleares. Para isto as conexões do
gerador deverão ser alteradas e deverá ser feito um teste
COMISSÃO WCXK/: zr. ?.."; ;•;•• NUCLEAR/SP
102
hidrostático para verificar a capacidade do gerador de
trabalhar a altas pressões.
Para experiências futuras, deverão ser utilizados sistemas
de aquisição de dados para acelerar a obtenção dos sinais de
resposta dos transdutores e através de programas computacionais
acoplados a este sistema, tornar a análise dos resultados mais
confiável, uma vez que desta forma ela se torna menos
dependente da habilidade e acuidade visual do experimentador.
103
• : i
. • •• i
1
I•8
§c
2
Soo
Í
C x r / L r é z i -IPB
- . : •
~ " ; 1
- r - - — «^:;;r • =.y;y-;4--;
- :» •.; j. ' * -.S-'-i — Í V --Í—'*****•" **~': "-•:- ; -r , -^-" - '• ••'-./ ̂ - • • * * ^ ^ — Z . _ J i — ̂ _ J ~.IZ±: Ji". _i ...
_i.T*".""~v . L-J ;:;•.•,;• *:" T ^ - T ;
:5it^i. .4-1 A -:;•;• -^>i:"--•• ••S'K'.K" .-7ir"3vTn
aee»»*fe=
. . . . . . - - • Mi ,;• • • • • • — . • . • . T . - - ~ y .
-- .- :.. .- -»w. ir..:.; ; r v- -I
: ; • ; . « - .
^ • ' _ _ _ ^ . ^ » f c " ^ . _ " * ' * ^ * ' * * " . ^ - * ^ » - » — J * L
' "^_~ *• * _ ^ ; \ i . ^ t ̂ -, - ,- -:- . .- • _
- - - • - - - - •
- • • - —:-—•—f.-r*-.----. '- •
Figura 9.2. Transdutor XO200 Com Resposta Normal - Trans ion to do Tipo Ramp* da Pressão
o»
rm•3»
.: .:: r /J -•^^iü*:^&P!iSrir-" :Sh.?l'jtó•'i-.ti&rã-gsiü,^_ . • : ; . - T : - .T . . „ .T: - ; ̂ , , ,• • • ̂ ^ - f r T * -= -
:!!*": TZl'n^.i;~i:*.;.::..:?':;i-r:::'.i •*fnvi£iPt?,. -l7.-- T. . ....::H.3Er-r-"s--a--.1
*i'W? r* *T'"' * • -
jit--"-^^;;'^jWkiEZÊáriéWi:_̂
JL ^ ^ , , „ ' «•.--»- I -II ' É ' ; , , ^ , j j | . _f , ' - ' . . . M . ., L , |i . , ' „ ' . ' | | , ' , M
Figura 9.3. Transdutor LD300 Com "teaipo Morto" - Transients do Tipo Degrau (Positivo) cto
Prmssâo
»
&.%£»ynfi2::iRü33
•:• ••!.: rTf r'"^-::"r-':-:rr-..i~';-i'.'!-""'li"!:":HHi'"-i; :r.í itiü
•• ; . . : : . . . I • :... ̂ ,. . . . , .^^-^p^-j• v.*.,.-f•;•".;:!Í|Í7^:Í
j .;. • j
.dJ : ' - : ' i : " :s:
T l ; . 1 . ; : ; • • ;.•
r;7 .̂V-;-V?*:]HÍV:m~Tz' --ir-V?'
. " T T r r ; . T T T r 7 . - ^ — . - j — - . ; T -
^^^:^:Í;^:^4
^ r r v i ^; _: V
Figura 9,4. Transdutor LD200 Com Resposta normal - Transients do Tipo Degrau (Positivo) dm
Pressão
. .'.• -.."! :Z,':z:rJZ.l^^J..i:..LZ.:_:„.'-'."^.^.iZ^i^jiS^*^
"" ' ' — — - • r- • •• — - - • - - —"i • í r . • •- 1"-]--: -f—; -]•-• T ~ " •
, t." í*t ̂ f f ^ ^ ^ ^ ^ ^ ia'^^J'Vl."» ' ,"!. '
Figura 9.5. Transdutor LD300 Coa "tampo Horto" - Transient» do Tipo Degrau CNagatiro; d»
Pr«ssáo
oo
o
ei
c:
.•^sf^--.;:::.- .::=..:;:rga.-is-Taa:.g:E.-
yjiiPiiiiiiiaiiii iS^s!^^ü?«ã
, -.:*• Tr'j--,rj..-.>;TK> •H-y;r^*sHs.:'::i3KÍi;'.-ir!ruKr"j-?"™":V.: r:
wmmmm
Figura 9.6. Transdator LD200 Com Raspostã Normal - Transient* do Tipo Dmgrmu (Negativo) dm
109
10 REFERÊNCIAS
(1) NUCLEAR REGULATORY COMMISSION. Assessment of Class
IE Pressure Transmitters Response When Subjected
to Harsh Environment. Albuquerque, NM,
Mar. 1985. (NUREG/CR-3863).
(2) NUCLEAR REGULATORY COMMISSION. Effect of Aging on
Response Time of Nuclear Plant Pressure Sensors.
Washington, DC, Jun. 1989. (NUREG/CR-5383).
(3) NUCLEAR REGULATORY COMMISSION. Periodic Testing of
Eletric Power and Protection Systems. New York,
N.Y, Nov. 1977. (NUREG 1.118)
(4) INSTITUTE OF ELECTRICAL AND ELECTRONICS ENGINEERS.
Standard Criteria for the Periodic Testing
of Nuclear Power Generating Station Safety
Systems. New York, N.Y, 1975 (IEEE STD.338).
(5) INSTITUTE OF*ELECTRICAL AND ELECTRONICS ENGINEERS.
Criteria for Protection Systems for Nuclear Power
Generating Stations. New York, N.Y,
1971. (IEEE STD.279).
110
(6) DAZZO,J.J. & HOUPIS,C.H. Solution of Differential
Equations. In: D'AZZO, J.J. & HOUPIS, Linear
Control Systems Analysis and Design Conventional
and Modern. Kogakusha, McGraw-Hill, 1975. p. 66-
84.
(7) OGATA,K. Análise de Resposta Transitória. In: OGATA,
K. Engenharia de Controle Moderno. Rio de Janeiro,
PHB do Brasil, 1982, p.247-283.
(8) NUCLEAR REGULATORY COMMISSION SERVICE. Failure of
Rosemount Models 1153 & 1154 Transmitters. April
21,1989. (NRC N89-42).
(9) HASHEMIAN, H.M & PETERSEN, K.M.; Response Time
Testing of Pressure Transmitters in Nuclear Power
Plants. (Trabalho apresentado ao First Annual
ISA/EPRI Joint Controls and Automation Conference,
St. Petersburg Beach, Florida, June 1991).
(10) NUCLEAR REGULATORY COMMISSION. Long Term Performance
and Aging Characteristics of Nuclear Plant Pressure
Transmitters. Washington, D.C. 1993.
(NUREG/CR-5851).
Ill
(11) FURNAS CENTRAIS ELÉTRICAS. Finai Safety Analysis
Report. Central Nuclear "Almirante Álvaro Alberto"
Unit I, Chapter 15: Accident Analysis. Rio de
Janeiro, 1992. (Rev. 23)
(12) CAIN, D.G & FOSTER, G. C. A Practical Means For
Pressure Transducer Response Verification. Nucl.
Technol., 36: 275-284, 1977.
(13) SOARES, A.J., Study and Dynamic Modeling Of a
Pressure Transducer That is Based on the Principle
of Force Balance. Tennessee, 1982. (Tese de
doutoramento,Universidade do Tennessee).
(14) ANALYSIS AND MEASUREMENT. Proposal Services for In-
Situ Response Time Testing of RTDs and Pressure
Transmitters At ANGRA Unit I. Knoxville, TN.
July 9, 1993. (Rev.O)
(15) FILHO, E.O.A., LOPES, P.R. DE L., CARNEIRO, A.L.G. &
DA SILVA, A.A., Aplicações da Técnica de Modelos
Auto-Regressivos no Cálculo de Tempo de Resposta de
Sensores em Instalações Nucleares. (Trabalho
apresentado ao IX Encontro Nacional de Física de
Reatores e Termoidráulica (ENFIR) Caxambú, Out.93).
112
(16) VAN WYLEN, & G.J., SONTAG, R.E. Fundamentos da
Termodinâmica Clássica. São Paulo, Edgard Blücher.
1976.
(17) VENNARD, J.K. & STREET, R.L. Elementos de Mecânica
dos Fluidos. Rio de Janeiro, Guanabara Dois, 1978.
(18) De Nevers, N.; Fluid Mechanics. Utah, Addison-
Wesley, 1970.
113
11 ANEXO
11.1 ESCOAMENTO ADIABÁTICO REVERSÍVEL UNIDIMENSIONAL EM
REGIME PERMANENTE ATRAVÉS DE UM BOCAL
Um bocal é um dispositivo no qual a energia cinética de um
fluido é elevada segundo um processo adiabático. Esta elevação
envolve uma diminuição na pressão, que é conseguida por uma
variação apropriada da área de escoamento. Um difusor é um
dispositivo que possui a função inversa, isto é, elevar a
pressão pela desaceleração do fluido.
Utilizando a primeira lei da termodinâmica, temos para um
processo em regime permanente o volume de controle da Figura
11.1, que mostra um bocal convergente-divergente, onde a seção
reta de menor área é chamada de garganta.
SUPERMOE DE CONTROLE
Figura 11.1. Escoamento Adiabático Reversível Unidimensional «m
Permanent* Através de um Bocal.
MCXK". 1.- fiW«6?
114
onde,
V é a velocidade de escoamento;
T é a temperatura do gás;
p é a densidade do gás.
Para o volume de controle mostrado na figura anterior,
podemos escrever as seguintes relações:
Primeira lei:
(Hi)Sc
sendo: dh entalpia especifica;
gc constante que relaciona força, massa,
comprimento e tempo (conversão de unidades).
Relação de propriedades:
Equação da continuidade:
115
pAV = m = constante
+ +p A V
sendo IR o fluxo de massa.
Rp A V
Combinando as equações 11.2 e 11.3 temos
-VdVan =
p eou,
dV = - -8-t-dPpV
que substituindo na equação 11.3 fica
(11.3)
116
p\dP )' pVdP
(dP/ ) V2
I I dp) j
Como o escoamento é isentrópico,
dP c2 V2
dp gc M gc
e portanto,
dA dPV2
P\ -gc
(11.4)
O termo "M" que aparece na equação 11.4 é o número de
Mach, que é definido como a razão entre a velocidade real "V e
a velocidade sônica "c".
117
Esta é uma equação bastante significativa, pois através
dela podemos concluir a cerca da forma adequada dos bocais e
difusores:
Para um bocal áP < 0. Portanto,
para um bocal subsônico M < 1 , d A < 0 e o bocal é convergente,
para um bocal supersônico M > 1, d A > 0 e o bocal é divergente.
Para um difusor dP > 0. Portanto,
para um difusor subsônico M < 1, dA > 0 e o difusor é
divergente.
para um difusor supersônico M > 1, dA < 0 e o difusor é
convergente.
Quando M « 1, dA « 0, o que significa que a velocidade
sônica pode ser encontrada na garganta de um bocal ou difusor.
Retornando â primeira lei da termodinâmica para um
escoamento isentrôpíco de um gás perfeito, podemos relacionar a
entalpia, a entalpia de estagnação e a energia cinética,
lembrando que o estado de estagnação isentrôpico, e as
propriedades a ele associadas, é o estado que um fluido teria
se sofresse uma desaceleração adiabática reversível até a
118
velocidade nula. 0 índice utilizado para indicar este estado
será o "OM, como o utilizado por Van Wylen (6).
(11.5)
Para um gás perfeito, com calor especifico constante, a
equação anterior pode ser escrita na forma:
(11.6)
onde:
Cp0 é o calor específico na pressão de estagnação;
k é a r?lação entre os calores específicos Cp/Cv;
R é a constante do gás.
como c*=kgcRT
substituindo na equação 11.6 resulta:
Para um processo isentrópico,
T 'f -A
119
(11.7)
Portanto,
•('•¥«')X.-.i
(11.8)
(11.9)
120
Os valores de P/PQ, p/po e T/TQ, são dados em função de M
da tabela de gases, e cada tabela para um dado valor de "k".
As condições na garganta do bocal podem ser encontradas,
fazendo M-l na garganta. As propriedades na garganta são
indicadas por um asterisco "*'.
Desta forma:
— =— (11.10)
T k+\
As propriedades na garganta de um bocal quando M=l, são
conhecidas como pressão crítica, temperatura critica e massa
especifica critica, e as relações dadas pela equações 11.10,
11.11 e 11.12 são chamadas de relação critica de temperatura,
de pressão e massa especifica.
r;«::K.: rr F \\ ?-G:A N U C L E A R / S P • iPEfc
121
Para a descarga por unidade de área, m/A, em um bocal,
consideraremos a equação da continuidade:
que resulta:
U1.X3,
Substituindo a equação 11.8 na equação 11.12, a descarga
por unidade de área pode ser expressa em termos da pressão de
estagnação, temperatura de estagnação, número de Mach e
propriedades dos gases.
(11.14)
Na garganta, M»l e portanto, a descarga por unidade de
área na garganta, m/A, pode ser encontrada, fazendo M=l na
equação 11.14,
122
(11.15)
ITJA relação das áreas A/A* pode ser obtida pela divisão da
equação 11.14 pela 11.15,
M áF?)M 2U-I)(11.16)
A relação das áreas A/A* é a relação entre a érea do ponto
onde o número de Mach é "M" pela área da garganta, e os valores
de A/A* em função de Mach são dados em tabelas para gases.
A equação 11.2 estabelece a condição necessária para o
estabelecimento de vazão critica (sônica) na garganta da
válvula V-05, e vazão de equalização subsôníca na saída,
funcionando portanto como um difusor. Utilizando k - 1,4 para
o ar obtemos:
s 0,528 (11.17)
123
que mostra que a relação entre as pressões dos cilindros &2 e
Ai deve ser de aproximadamente de dois para um (2:1),
necessariamente. Nesta condição a salda da válvula V-05 está
bloqueada, passando por ela a maior vazão possível de ser
alcançada.
124
12 ANEXO
12.1 TRANSFORMADA INVERSA DE XAPLACE PARA UM SISTEMA LINEAR
DE ORDEM "M" COM UM SINAL DE ENTRADA EM FORMA DE RAMPA
Conformedemonstrado na Seção 2.4, o sinal de saída de um
sistema linear de ordem "m" com um sinal de entrada em forma de
rampa, no domínio de Laplace, é dado por:
O(S) =
Utilizando a técnica de resíduos para cálculo da
transformada inversa de Laplace, obtém-se:
O(t)m / (resíduosde O(s)esí\ (12.2)
polos
sendo os resíduos dados por:
onde Pj são os polos, e V é o número de ordem do polo.
Substituindo a equação 12.1 na equação 12.3, o resultado
em 12.2, obtemos que:
126
= -0 , +
)D(s)6 '" (s+zn)D(s)e (s+Pl)D(s)
N(s) -(s+Pl)D(s) (s + Pm)D(s) D(s)
= 0
(12.6)
substituindo S pelos respectivos polos l-Pi,-P2" •
temos:
PlP2"Pm
1 ^ 1 ̂ ^ 1 1 1 l\ z1z2"-zn
^J P2 P* *i *2 Zn)PlP2'~Pm
(12.7)
ou seja:
127
O(t) =
onde
e
l_ J_<Pl P2
PlP2'"Pm
Pm
1 1
(12.8)
'n
